Усталость сварных конструкций - Кудрявцев В.И., Наумченков Н.Е.

Автор: Кудрявцев В.И. Наумченков Н.Е.

Теги: технология обработки без снятия стружки в целом: процессы, инструмент, оборудование и приспособления сварка машиностроение

Год: 1976

Похожие

Проектирование сварных конструкций в машиностроении

Расчет сварных соединений и конструкций. Примеры и задачи

Дефекты сварных швов

Хладостойкость и износ деталей машин и сварных соединений

Текст

ИВКУДРЯВЦЕВ. Н'Е-ИЛУМЧЕНКОВ
УСТАЛОСТЬ
СВАРНЫХ
КОНСТРУКЦИЙ
И. В. КУДРЯВЦЕВ, Н. Е. НАУМЧЕНКОВ
УСТАЛОСТЬ
СВАРНЫХ
КОНСТРУКЦИЙ
Москва
«МАШИНОСТРОЕНИЕ»
1976
6П4.3
К88
УДК 621.791 : 620.178.3
Кудрявцев И. В., Наумченков Н. Е.
К88 Усталость сварных конструкций. М., «Машиностроение», 1976.
270 с. с ил.
В книге описано современное состояние вопроса о сопротивлении
усталости сварных конструкций в машиностроении. Освещены особен-
ности усталостных разрушений сварных конструкций в связи с масштаб-
ным фактором, остаточной напряженностью, способом сварки, характером
нагружения и конструктивными формами. Приведен экспериментальный
материал по усталости стыковых, нахлесточных, тавровых, штуцерных,
трубных соединений, несущих элементов балочного и рамного типов,
а также по влиянию наплавок из аустенитных сталей и цветных металлов
на сопротивление усталости крупных стальных валов. Значительная часть
книги отображает результаты экспериментальных работ, выполненных
под руководством авторов или при их участии.
Книга предназначена для конструкторов и технологов, занимаю-
щихся проектированием и исследованием несущей способности сварных
конструкций. Книга может быть полезна также и студентам вузов соот-
ветствующих специальностей.
31301—019
К 038(01)—76 19— 76 6П4-3
© Издательство «Машиностроение», 1976 I.
ВВЕДЕНИЕ
Исследованию процессов усталости и разработки
рациональных средств повышения выносливости сварных соеди-
нений посвящено весьма большое количество опубликованных
исследовательских работ. В этом направлении в Советском Союзе
и за рубежом за последние годы достигнуты значительные успехи.
Однако число аварийных разрушений от усталости в эксплуата-
ции сварных конструкций продолжает оставаться значительным
и растет вместе с ростом применения сварки. Это требует дальней-
ших изысканий как в теоретическом, так и в экспериментальном
аспекте. Вместе с тем является актуальным и обобщение уже вы-
полненных в этой области исследований и широкая пропаганда
их с целью рациональных выборов конструктивных, металлур-
гических и технологических средств, обеспечивающих достаточ-
ную прочность и долговечность сварных конструкций. Высокое
качество и хорошая работоспособность соединения зависят в зна-
чительной степени от технологов-сварщиков. Дефекты соединения
могут снизить его работоспособность. Однако и безукоризненно
выполненный сварочный процесс может не обеспечить должных
эксплуатационных качеств соединения, если не выбраны должным
образом конструктивные формы соединения и свариваемый основ-
ной металл.
Если судить о работоспособности сварных конструкций только
по критериям сопротивления однократной статической или дина-
мической нагрузкам, то можно впасть в серьезные ошибки. Опас-
ное снижение прочности в сварных конструкциях может проис-
ходить не только вследствие концентрации напряжений, обусло-
вленных формой, но и вследствие ряда других неблагоприятных
факторов: непроваров, резкой неоднородности свойств в зоне соеди-
нения, обезуглероживания металла, неблагоприятного нарушения
структуры металла, проявления остаточных напряжений и дру-
гих причин, специфических для сварочного процесса.
В связи с этим судить о сопротивлении усталости сварного
соединения только по свойствам исходного металла не предста-
1
3
вляется возможным. Технологический процесс сварки может вы-
зывать разные изменения свойств у различных металлов.
Прочность сварной конструкции можно надежно определить
только на основе испытаний типичных элементов в натуре или на
соответствующих моделях.
Особое место в изучении явлений усталости занимают сварные
соединения из высокопрочных сталей. Влияние сварочного про-
цесса на изменение свойств основного материала в этом случае
может быть особенно сильным. Опасность образования сварочных
трещин также увеличивается для высокопрочных сталей. Во мно-
гих случаях применение высокопрочных сталей взамен мягкой
стали не является рациональным. Между тем стремление облег-
чить конструкцию или увеличить ее несущую способность заста-
вляет искать способы, обеспечивающие достаточно высокую уста-
лостную прочность для конструкций из высокопрочных сталей.
Ряд таких средств изыскан и успешно применяется в практике
(предварительный и сопутствующий подогрев, рациональный
выбор электродов, строгое регламентирование удельных тепло-
затрат, упрочнение сварных соединений пластическим деформи-
рованием и тепловыми обработками и др.).
Однако дальнейшие работы в этом направлении продолжают
оставаться весьма актуальными. Обобщение накопленного опыта
в исследовании усталостной прочности соединений является за-
дачей настоящей книги.
Авторы освещают материал, полученный в отечественных
и зарубежных исследованиях и касающийся комплекса всех пере-
численных выше проблем.
Авторы будут благодарны за все замечания и пожелания, ко-
торые следует направлять по служебному адресу (Москва, Ж-88,
ЦНИИТМАШ, Отдел прочности материалов).
Главы II, III, X—XII—написаны И. В. Кудрявцевым,
главы I, IV—IX — Н. Е. Наумченковым. Глава XIII написана
авторами совместно.
ГЛАВА СВАРНЫЕ КОНСТРУКЦИИ
г В МАШИНОСТРОЕНИИ
Современные технологические процессы сварки по-
зволяют получать качественные сварные соединения, отвечающие
самым высоким требованиям.
Сварка за последние годы нашла широкое применение в раз-
личных отраслях современного промышленного производства:
в тяжелом, энергетическом и транспортном машиностроении, су-
достроении, авиации, строительно-дорожном машиностроении,
автомобилестроении, сельскохозяйственном машиностроении, стро-
ительной индустрии и др.
Фундаментальные расчетно-конструкторские и технологиче-
ские разработки и оценку эксплуатационной надежности свар-
ных конструкций в широком объеме проводили в Институте
электросварки им. Е. О. Патона, МВТУ им. Н. Э. Баумана [127],
ЦНИИТМАШе, Институте металлургии им. А. А. Байкова [152],
Ленинградском политехническом институте им. М. И. Калинина
[135] и ряде других организаций.
Грандиозные задачи создания в СССР материально-техниче-
ской базы коммунизма требуют дальнейшего быстрого развития
машиностроения в направлении роста мощностей машин, повы-
шения скоростей, увеличения давлений. При этом в ряде случаев
размеры и масса отдельных современных деталей машин и эле-
ментов конструкций достигают десятков метров и сотен тонн.
Это делает зачастую невозможным их монолитное изготовление.
Перед конструкторами и технологами поставлены сложные задачи
создания крупных деталей и конструкций путем соединения свар-
кой прокатных, кованых и литых элементов больших сечений при
высоких требованиях к их прочности при статических, ударных
и переменных нагрузках. К таким уникальным деталям и кон-
струкциям относятся, например, рамы и архитравы сверхмощных
гидравлических прессов, станины прокатных станов, валы мощ-
ных гидравлических и паровых турбин и турбогенераторов, кор-
пуса атомных реакторов, ахтерштевни ледоколов и супертанкеров
и др.
5
Рис. 1. Штамповочный пресс усилием 75 000 тс
6
При проектировании и изготовлении указанных деталей и кон-
струкций используют принципиально новые конструктивные ре-
шения и технологические приемы. Например, прогрессивный элек-
трошлаковый способ сварки, разработанный в Институте элек-
тросварки имени Е. О. Патона [194], впервые позволил осуще-
ствить однопроходную сварку металла практически неограничен-
ной толщины.
На Ново-Краматорском машиностроительном заводе (НКМЗ
им. В. И. Лепина) с применением электрошлаковой сварки были
изготовлены из прокатных листов стали 22К крупногабаритные
элементы рамных конструкций мощных гидравлических штампо-
вочных прессов (рис. 1) усилием 75 000 т [14]. Каждая из пла-
стин пресса массой более 100 т имеет длину около 31 м при ши-
рине 17—25 м и толщине 2—2,5 м [138]. Производство таких
элементов в виде цельнокованых деталей в настоящее время прак-
тически невозможно.
Интересно отметить, что в США при изготовлении пластин
гидравлического пресса аналогичной конструкции усилием
50 000 тс была применена многопроходная автоматическая сварка
под слоем флюса. При этом сварку выполняли в 180 проходов
с многократной кантовкой пластины [263].
В результате разработки и освоения на НКМЗ нового электро-
шлакового способа сварки металла большой толщины были по-
лучены принципиально новые возможности в проектировании
машин, коренным образом изменившие технологию производства
крупногабаритных изделий.
К числу крупнейших уникальных сварно-литых деталей, из-
готовленных на НКМЗ с помощью электрошлаковой сварки,
следует отнести архитравы массой более 160 т (рис. 2) для мощ-
рис. 2. Сварно-литой ярхитрав гидравлического пресса ^усилием
30 000 тс
7
ного гидравлического штамповочного пресса усилием 30 000 тс.
Архитравы сваривали из двух половин, отлитых из среднеугле-
родистой стали 35Л [24]. На НКМЗ была разработана и конструк-
ция специализированного гидравлического пресса усилием
30 000 тс по оригинальной конструктивной схеме [52]. Станина
пресса состоит из верхней поперечины, двух проставок и нижней
поперечины.
Использование крупногабаритных сварно-литых и сварно-
кованых деталей сложной формы позволило создать компактную
конструкцию пресса, масса и стоимость которого в 2 раза меньше
по сравнению с прессом старой конструкции.
В СССР впервые была осуществлена электрошлаковая сварка
швов, расположенных на цилиндрических и криволинейных
(в плане) поверхностях разъема сложных крупных поковок из
среднелегированной стали 35ХМ (рис. 3) [52].
На НКМЗ совместно с Институтом электросварки имени
Е. О. Патона впервые в мировой практике была выполнена уни-
кальная сварка электрошлаковым способом бабы бесшаботного
молота, состоящей из двух кованых заготовок общей массой 100 т.
Сечение стыка 2020x3120 мм было сварено с применением 12 пла-
вящихся мундштуков. Электрошлаковую сварку применяли при
изготовлении сварно-литых конструкций станин крупных прокат-
ных станов (массивные прямоугольные сечения до 900x900 мм)
[43, 164].
Освоение технологии электрошлаковой сварки кольцевых сты-
ковых швов позволило по-новому решать вопросы изготовления
крупных изделий цилиндрической формы. Так, на Таганрогском
и Барнаульском котельных заводах барабаны котлов высокого
давления изготовляют электрошлаковой сваркой продольных и
кольцевых швов [441.
8
Электрошлаковую сварку широко используют при изготовле-
нии баллонов высокого давления (320 кгс/см2) аккумуляторной
станции мощных гидропрессов (толщина металла 155 мм); цилин-
дров мощных гидравлических прессов (цилиндр из стали 15ГН4М
пресса усилием 30 000 тс имеет диаметры 2490/2010 мм и длину
3260 мм); цилиндров механизма шагания экскаваторов [43, 52,
151, 164, 195].
Удачным решением оказался переход па сварную конструкцию
валов мощных гидравлических турбин [37,38,42,107]. Масса
слитка, необходимого для изготовления поковки обечайки свар-
ного вала, значительно меньше, чем цельнокованого. Так, у ва-
лов гидротурбин Волжской ГЭС указанные массы составляют
соответственно 51 и 160 т [37].
Для изготовления кованого вала гидротурбин мощностью
225 мВт Братской ГЭС потребовался бы слиток массой более
200 т [107]. Для более мощных турбин масса слитков суще-
ственно возрастает. В настоящее время производственные воз-
можности заводов не позволяют изготовлять слитки указанной
массы. Сварка позволила применять самые тяжелые валы, в част-
ности для гидротурбин Красноярской ГЭС, мощностью 508 мВт
в одном агрегате. Вал агрегата является наиболее крупным из
всех когда-либо изготовлявшихся. Рабочая длина вала 7700 мм,
наружный диаметр 2300 мм, диаметр внутреннего отверстия
1900 мм, диаметр фланцев 3150 мм [42]. Заготовку вала выпол-
няли в виде кованой трубы из стали 25ГС. Общая масса вала
100 т. В этой же гидротурбине грандиозным сооружением является
сварная конструкция статора из стали 20ГСЛ, состоящая из шести
частей общей массой 180. Электрошлаковой сваркой соединено 12
колонн с поясами. Максимальный диаметр статора 12 200 мм, вы-
сота 3440 мм.
Специально спроектированная и изготовленная универсаль-
ная сборочно-сварочная установка позволила собрать и сварить
цилиндрические сферические и конусные изделия массой до
200 т [195].
Электрошлаковую и электродуговую сварку успешно приме-
няют при строительстве корпусов (рис. 4) атомных реакто-
ров [36].
На предприятиях тяжелого машиностроения, в судостроении,
транспортном и автомобильном машиностроении, в сельскохо-
зяйственном машиностроении и других отраслях широко приме-
няют разработанный в ЦНИИТМАШе способ сварки в углекис-
лом газе [103].
На ряде заводов внедрена комплексная механизация всего
цикла производства сварных конструкций. Так, на Узловском
машиностроительном заводе им. Федунца создано комплексно-
механизированное поточное производство мостовых электрических
крапов грузоподъемностью от 10 до 20 т применением сварки
в углекислом газе. На специализированных линиях изготовляют
9
Основные несущие
Рис. 4. Сварной корпус реактора А1 атомной 4леК1р<Ь
станции (ЧССР)
без переналадок более 70 модификаций
сварных пролетных балок длиной от 8 до
36 м в широком диапазоне сечений.
Для увеличения производства сварно-
кованых, сварно-литых и комбинирован-
ных конструкций на Уралмашзаводесоздан
уникальный по размерам, масштабам про-
изводства и технической оснащенности
блок цехов сварных машиностроительных
конструкций (БЦСМК) [151]. Благодаря
широкому применению комплексной меха-
низации с использованием высокопроиз-
водительного универсального и специаль-
ного оборудования в БЦСМК организовано
высокоэффективное и экономичное произ-
водство сварных конструкций, с замкну-
тым циклом, т. е. начиная от подготовки
металла и заканчивая термической обра-
боткой, окраской, упаковкой и сдачей
готовой продукции.
Автоматическую сварку под флюсом и
в среде углекислого газа используют на
Уралмашзаводе при производстве конст-
рукций экскаваторов и других объектов.
Шагающий экскаватор ЭШ-15/90А пред-
ставляет собой гигантскую землеройную
машину массой 1600 т, высотой 20 м,
с ковшом емкостью 15 м8 [151, 164].
сварные металлоконструкции экскаватора
необычны по своим габаритам и массе. Поворотная платформа
шагающего экскаватора размером 11 600 x 25 500x1890 мм, мас-
сой 200,9 т. Опорная рама весит 154 т, надстройка — 120 т.
Стрела представляет собой трубу диаметром 830 мм, длиной 90 м,
сваренную из отдельных обечаек с толщиной стенки от 10 до 14 мм.
Конструкции изготовляют в основном из низколегированной стали
10ХСНД. Протяженность сварных швов на одном экскаваторе до-
стигает 5 км.
На Уралмашзаводе создан гигантский экскаватор ЭШ-25/100
с ковшом емкостью 25 м3 и стрелой 100 м, с еще большим объемом
сварочных работ [53].
Оригинальным и смелым инженерным решением является пере-
ход от крупногабаритных монолитных литых конструкций на
сварнолитые конструкции ахтерштевня и форштевня ледоколов
и крупнотоннажных танкеров [134, 136]. Общие размеры и кон-
10
фигурация сварной конструкции сохраняются такими же, как и
заменяемой цельнолитой. Выполнение уникальной конструкции
ахтерштевня атомного ледокола «Ленин» (рис. 5) сваркой из от-
дельных литых заготовок позволило избежать значительных труд-
ностей, связанных с производством крупной отливки сложной
конфигурации, требующей заливки 135 т жидкого металла [134].
Масса сварного ахтерштевня 82,3 т.
Сварку широко используют и при изготовлении металлокон-
струкций подъемно-транспортного оборудования (мостовые краны
общего назначения грузоподъемностью до 80—320 т; литейные
краны грузоподъемностью 450 и 630 т и многие другие типы кра-
нов) [53]. В транспортном машиностроении в большом количе-
стве изготовляют сварные рамы локомотивов и подвижного со-
става, сварные конструкции блоков дизелей [200] и др.
С помощью сварки в настоящее время изготовляют горноруд-
ное и угольное оборудование (конусные и щековые дробилки,
трубные мельницы, механизированные очистные комплексы); ро-
торные экскаваторы; комплексы горнотранспортного землерой-
ного оборудования; драги для добычи золота; уникальные буровые
установки для бурения нефтяных и газовых скважин глубиной
до 8—15 км; тяжелое станочное оборудование; строительно-дорож-
ные машины; сельскохозяйственные машины и многие другие ма-
шины и оборудование для различных отраслей промышленности.
Переход к сварным конструкциям особенно целесообразен при
изготовлении роторов мощных паровых трубин ввиду сложности.
Рис. 5. Сварно-литой ахтерштевень атомного ледокола < Ленин»:
1~9 — отдельно отлитые заготовки; I—/—/X— IX — сварные стыки
11
а порой и невозможности их изготовления в цельнокованом испол-
нении. Сварка дает практически неограниченные возможности из-
готовления роторов любых размеров. С помощью сварки в СССР
и за рубежом освоено изготовление роторов паровых турбин мощ-
ностью от 150 до 500 мВт [38, 193, 204, 205, 237, 242].
В Институте электросварки (ИЭС) им. Е. О. Патона [132]
создан принципиально новый метод изготовления крупных куз-
нечных слитков на основе использования двух прогрессивных
технологических процессов — электрошлакового переплава и
электрошлаковой сварки. Указанный способ позволяет получать
швы того же химического состава, что и основной металл; заго-
товки при этом могут быть не только прямоугольного, но также
и круглого сечения, практически неограниченных размеров (слитки
диаметром до 3000 мм).
Новый способ сварки весьма перспективен для получения по-
ковок роторов сверхмощных турбогенераторов, так как исклю-
чает необходимость использования сверхкрупных слитков массой
более 400 т.
Значительный опыт, накопленный передовыми заводами и
научно-исследовательскими организациями, позволяет сделать за-
ключение, что в настоящее время можно осуществлять сварку из-
делий и сооружений практически любых размеров и конфигура-
ции, с обеспечением их достаточной надежности и долговечности
в эксплуатации.
Эти возможности в ряде случаев ограничиваются условиями
транспортирования и термической обработкой.
ГЛАВА УСТАЛОСТЬ МЕТАЛЛОВ
II
Длительное действие на металлические изделия пере-
менных напряжений может вызвать постепенное накопление по-
вреждений, образование трещин и разрушение. Процесс посте-
пенного накопления повреждений и разрушение металлов под
действием многократно приложенных нагрузок носит название
усталость. Свойство металлов сопротивляться усталости носит
название выносливость.
Проблема усталости к настоящему времени имеет исключи-
тельно большое значение. По нашим ориентировочным подсчетам
исследованиями усталости металлов в СССР занимаются свыше
1500 научных работников. И несмотря на такое большое внимание
к проблеме, количество усталостных разрушений металлов в экс-
плуатации не только не уменьшается, а, наоборот, возрастает.
Объясняется это увеличением количества объектов, работающих
в режиме переменных нагрузок.
Усталость является наиболее распространенной причиной раз-
рушения машинного оборудования и конструкций в период экс-
плуатации. Значительный ущерб приносят усталостные разру-
шения рельсовому транспорту, энергетике, авиации, автотранс-
порту, химическому и металлургическому оборудованию, свар-
ным конструкциям и многим другим областям и объектам современ-
ной техники.
Характерной особенностью разрушений металла от усталости
является пониженный уровень необходимых для этого напряжений
по сравнению с их уровнем, приводящим к разрушению при одно-
кратном приложении нагрузки. Наибольшее напряжение, не при-
водящее еще к разрушению от усталости того или иного образца
металла, называется пределом выносливости. Предел выносливо-
сти всегда меньше, чем предел прочности ов или предел текуче-
сти от при соответствующих видах нагружения. Характер изме-
нения напряжений в пределах каждого цикла может быть раз-
личным: плавно изменяющимся (например, по синусоиде), тра-
13
Рис. 6. Характер изменения напряжений в цикле
пециевидным или треугольным (рис. 6).
Изменяющиеся в пределах цикла на-
пряжения в общем случае могут быть
выражены аналитически:
о + oj
t тт + та/ (О,
где om и тт — средние напряжения
цикла; та и оа — амплитуды цикла;
f (t) — некоторая непрерывная перио-
дическая функция, изменяющаяся от
+ 1 до —1.
Если среднее напряжение цикла (от, т,„) равно нулю, то цикл
называется симметричным, если оно отлично от нуля, то цикл
носит название асиметричного (или несимметричного). В сим-
метричных циклах наибольшее (отах, ттах) и наименьшее (от1п,
тт)п) напряжения равны по величине и противоположны по знаку.
В асимметричных циклах максимальное и минимальное напря-
жения всегда имеют разную величину:
^гпах = ’
Tjn.ax == Н- ^а»
’-’mln == &т ^а’
Tmin = та-
Степень асимметрии цикла принято выражать отношением ниж-
него (или минимального) напряжения цикла к верхнему (или мак-
симальному) напряжению никла, взятыми с соответствующими
знаками:
п _ Cmin . г) 'Emin
° шах тшах
Различные виды циклов
напряжений и соответству-
ющие значения коэффи-
циентов асимметрии пока-
заны на рис. 7.
Рис. 7. Разновидности циклов на-
пряжений и соответствующие им
зн ачения коэффициентов асиммет-
рии
14
ВЛИЯНИЕ СРЕДНИХ (ПОСТОЯННЫХ) НАПРЯЖЕНИЙ
Влияние среднего (постоянного) напряжения цикла (ат; тт) на
сопротивление металлов усталости заключается в том, что с ростом
средних растягивающих напряжений предельная амплитуда
цикла аа <Пред) уменьшается, а с ростом средних сжимающих
напряжений оа (пред) увеличивается (рис. 8). Количественно эта
закономерность выражается в виде коэффициентов влияния асим-
метрии цикла:
A°a (пред)
ИЛИ
Ата (пред)
Дт„г
т. е. в виде отношения приращения предельной амплитуды к соот-
ветствующему приращению среднего напряжения цикла. Вели-
чина коэффициентов и зависит от свойств металлов и изме-
няется в пределах 0 < фа < 0,5; 0 < ф.с < 0,2.
Для мягких сталей указанные величины коэффициентов
меньше, чем для твердых.
Таким образом, предельная амплитуда для несимметричного
цикла с коэффициентом асимметрии R будет связана с предельной
амплитудой при симметричном цикле следующей зависимостью:
— a-i — Ф°т,
где ат — алгебраическая величина среднего напряжения
При усталостных испытаниях на симметричный изгиб или ра-
стяжение-сжатие приложение к испытуемому образцу постоян-
ного крутящего момента не оказывает заметного влияния на пре-
дельную амплитуду [81].
На рис. 8 дана типичная диаграмма зависимости предельных
амплитуд цикла от средних напряжений. Значения верхних и
нижних напряжений цикла ограничиваются пределами текуче-
сти соответственно при растяжении от и при сжатии о_т. Если
амплитуда рабочих переменных напряжений оа (раб) остается
постоянной с изменением величины средних напряжений цикла
пт и равна оа (пред) при симметричном цикле, то отношение К =
(pa6)/Qa (пред) будет изменяться согласно нижней кривой,
изображенной на рис. 8. Это отношение К можно рассматривать
как коэффициент, корректирующий величину запаса предела
прочности | п — -аД^д)-\ ПрИ циклическом нагружении металли-
у ° а (раб) /
ческих образцов или деталей в зависимости от величины и знака
средних напряжений цикла. Чтобы учесть влияние среднего на-
пряжения цикла, запас предела прочности по предельной ампли-
туде следует умножить на коэффициент R. На рис. 8 показан ча-
стный случай, когда nTs=^-i-o_T и ф„^0,5. Здесь неблагоприят-
ное проявление средних растягивающих напряжений может вы-
15
Рис. 8. Изменение соотношений рабочих
амплитуд напряжений и предельных ампли-
туд напряжений оа‘ (Пред) — f <0т) в за-
висимости от изменений средних напряже-
ний цикла
ражаться в двукратном пониже-
нии запаса предела прочности
от действия средних растягива-
ющих напряжений. Благоприят-
ное проявление средних сжима-
ющих напряжений может выра-
жаться также в двукратном
повышении запаса предела
прочности (абсцисса Б; А=0,5);
при этом оно распространяется
на значительно больший диапа-
зон их значений (О—А), чем
в случае средних растягиваю-
щих напряжений. Положитель-
ная роль средних сжимающих
напряжений может проявляться
даже в области, где нижние
значения напряжений цикла достигают величины предела теку-
чести при сжатии (участок Б— А абсциссы). Чрезмерно большие
средние сжимающие напряжения могут приводить и к неблаго-
приятному эффекту в смысле снижения величины запаса предела
прочности (участок левее точки А на абсциссе).
На рис. 9 (по данным Смита) показаны результаты испытаний
на осевое растяжение мягких сталей 13 различных марок при раз-
личных значениях средних напряжений. Они показывают боль-
шое колебание величины ф, среднее значение которой ф = 0,2.
Рис. 9. Влияние среднего
напряжения (Ут на предел
выносливости для мягкой
стали 13 различных марок
при осевом растяжении
16
МЕТОДЫ ИСПЫТАНИЙ НА УСТАЛОСТЬ
На сопротивление усталости деталей машин и частей сооруже-
ний оказывает существенное влияние ряд факторов: состав и струк-
тура материала; вид напряженного состояния и характер измене-
ния его во времени; форма и размеры нагружаемых объектов;
состояние поверхности; остаточная напряженность; температура;
активность окружающей среды и др. В связи с этим определить
расчетным методом пределы выносливости для реальных кон-
струкций, в которых, как правило, действуют многие из перечис-
ленных выше факторов, чрезвычайно трудно. В настоящее время
ведутся активные исследования, касающиеся вскрытия природы
усталостного разрушения [65, 145, 177 ] и разработок аналити-
ческого прогнозирования усталостных характеристик для раз-
личных конкретных практических случаев [73].
Анализ полученных результатов усталостных испытаний в соот-
ветствии с известными положениями статистической теории по-
добия усталостных разрушений (по С. В. Серенсену и В. П. Ко-
гаеву) показал, что пределы выносливости образцов мягкой стали
удовлетворительно описываются уравнением типа
lg(<++o~8.9) = 1,4 — 0,231 1g 2 2
р d
где о_1(7 — предел выносливости образцов в номинальных напря-
жениях; оса — теоретический коэффициент концентрации напря-
жений; d — диаметр образца в опасном сечении; р — радиус
закругления вершины концентратора.
До настоящего времени сопротивление усталости определяют
почти исключительно на базе экспериментальных исследований.
При этом наиболее надежные результаты обеспечиваются при
испытаниях натурных конструкций или их элементов. Для экспе-
риментальных исследований по усталости создан ряд установок,
позволяющий вести испытания как мелких, так и крупных образ-
цов или элементов конструкций [11, 93, 102, 1581. Например,
широко используют гидропульсаторные установки, резонанс-
ные машины с механическим или электромагнитным силовозбуж-
дением, а также многочисленные конструкции, осуществляющие
изгиб вращающихся образцов.
Лабораторные испытания на усталость малых образцов регла-
ментируются в СССР положениями соответствующего стандарта,
согласно которому испытания можно проводить на гладких и на-
дрезанных образцах при симметричном и асимметричном циклах,
при нормальной (+20“ С), повышенной и пониженной температу-
рах. Предусматриваются также испытания в агрессивных сре-
дах. Стандарт не распространяется на испытания деталей, узлов,
сварных, заклепочных и других соединений, а также на испыта-
ния при ударных или тепловых циклических воздействиях. Та-
I
2 И. В. Кудрявцев J Ate Г , 17
ким образом, роль юстированных методических указаний весьма
ограничена и в испытательной практике пользуются весьма раз-
нообразными средствами и методами, стараясь в каждом конкрет-
ном случае по возможности полнее имитировать эксплуатацион-
ные условия.
Для сравнительных целей допускаются испытания образцов
металла или изделий на одном уровне переменных напряжений
с фиксированием долговечности (по числу циклов до разрушения).
К такому способу прибегают при испытании сложных дорогостоя-
щих или крупногабаритных моделей, или натурных изделий, из-
готовление и испытание которых в крупных сериях вызывает
большие затруднения. Однако в этих случаях следует особо вы-
бирать условия испытания (вид и уровень нагрузки, среду и др.),
с тем чтобы они полнее отвечали эксплуатационным.
Весьма часто можно наблюдать пересечение кривых усталости,
построенных для разных испытуемых объектов (рис. 10), а также
для образцов, отличающихся формой (т. е. степенью концентрации
и градиентом напряжений), остаточной напряженностью, абсо-
лютными размерами, составом и структурой и др. [96]. От вы-
бора уровня напряжении при усталостных испытаниях в этих
случаях будет многое зависеть. Неудачно выбранный уровень
напряжений может привести к ошибочным выводам по резуль-
татам усталостных испытаний.
Графическая запись результатов испытаний на усталость (кри-
вая усталости) показана на рис. 11. Как правило, кривые уста-
лости строятся в координатах о — lg N, где и — либо амплитуда
Рис. 10. Схематические изображения харак
терного расположения кривых усталости
для металлических образцов разной формы
цикла, либо верхнее напря-
жение цикла. Обычно огра-
ничиваются цикловой базой
107 циклов, полагая, что
в этих пределах кривая уста-
Рис. II. Типичная кривая усталости
круглых образцов стали 45 при испыта-
нии на симметричный изгиб при вра-
щении
18
лости выходит на горизонталь. В связи с большим разбросом
экспериментальных точек на построение кривой усталости ре-
комендуется затрачивать не менее десяти одинаковых образцов.
При необходимости вероятностных оценок сопротивления уста-
лости осуществляют статистическую обработку результатов ис-
пытаний [165]; для этого используют большое количество образ-
цов (испытания ведут на четырех-пяти уровнях напряжений по
6—15 образцов на каждом уровне). Величины пределов выносли-
вости в разных случаях могут различаться и потому, что скорость
развития усталостной трещины может быть разной для разных
объектов и условий испытаний.
Появившаяся при определенных условиях нагружения уста-
лостная трещина может при сохранении этих условий прогрессивно
увеличиваться или замедлять свое развитие вплоть до полной
стабилизации. Такие неразвивающиеся трещины часто наблю-
даются при испытаниях образцов с резкой концентрацией напря-
жений, с остаточными напряжениями и с различными упрочняю-
щими поверхностными обработками. Это явление находит объ-
яснение в перераспределении рабочих и остаточных напряжений
в процессе роста усталостной трещины [83].
За критерий усталостного разрушения может быть принято
либо полное разрушение испытанного образца, либо появление
трещины заданных размеров. В зависимости от выбора критерия
разрушения числовые характеристики сопротивления усталости
могут в большой степени отличаться друг от друга.
В настоящее время классические испытания на усталость
малых гладких шлифованных образцов при температуре 20° С
следует считать не только недостаточными, но и зачастую беспо-
лезными. Немецкие металлургические фирмы, например, сов-
сем отказались от таких испытаний своей продукции, так как по-
лучаемая при этом информация не дает представления об экс-
плуатационной стойкости материалов.
Состояние поверхности деталей, концентраторы напряжений,
окружающая среда, температура и прочие факторы настолько
сильно влияют на сопротивление усталости, что сама по себе
усталостная прочность металла гладких шлифованных образцов
не является сколько-нибудь показательной. Кроме того, между
пределом выносливости образцов и временным сопротивлением
разрыву сг„ для сталей существует довольно устойчивая зависи-
мость (рис. 12), которую можно использовать для расчетного опре-
деления предела выносливости на основе кратковременных испы-
таний на растяжение [81]. В большинстве случаев испытания на
усталость ведут при напряжениях от изгиба или кручения. Реже
применяют осевые (растяжение-сжатие) или сложные нагрузки
(изгиб 4~ кручение и др.). При этом различают испытания при
заданных величинах напряжений (мягкая нагрузка) и деформаций
(жесткая нагрузка) В последнем случае усталостной характери-
стикой испытуемого объекта является предельная величина
2'
19
Рис. 12. Зависимость между пределами выносливости при симметричном цикле и пре-
делами прочности сталей при растяжении а
деформации при заданной долговечности. Испытания на усталость
при жесткой нагрузке производят преимущественно на неболь-
шой цикловой базе (10—10Б циклов), что определяет высокий
уровень действующих напряжений (превышение предела теку-
чести в опасных местах испытуемого объекта).
Сопротивление материалов переменным деформациям является
характеристикой, отличающейся от соответствующей характери-
стики сопротивления переменным нагрузкам. Различные мате-
риалы могут обнаруживать существенно различную способность
сопротивляться переменным деформациям даже при близких зна-
чениях сопротивления переменным напряжениям.
ВЛИЯНИЕ АБСОЛЮТНЫХ РАЗМЕРОВ
При многочисленных испытаниях на усталость обнаружено
влияние размеров образцов — с увеличением размеров снижается
сопротивление усталости. Эта закономерность получила название
«масштабного эффекта»; он обнаруживается при испытаниях на
переменный изгиб и переменное кручение как для гладких образ-
цов, так и образцов с концентраторами напряжений. При испы-
таниях на осевое растяжение-сжатие масштабный эффект обна-
руживается только для образцов с концентраторами напряжений.
Гладкие образцы при осевой нагрузке не имеют масштабного
эффекта.
На рис. 13 приведены коэффициенты снижения пределов выно-
сливости с увеличением диаметров для стальных валов из мягких
углеродистых и прочных легированных сталей [113, 158]. Пре-
дел выносливости с ростом диаметра вала снижается тем в боль-
шей степени, чем прочнее сталь и чем выше концентрация напря-
жений. Влияние размеров сказывается особенно сильно в диапа-
зоне сравнительно небольших значений диаметра (10—100 мм).
20
Рис. 13. Влияние диаметра стальных образ
цов на предел выносливости при изгибе
(а-1 (О) = еоа—1 (10)) .
1 - углеродистая сталь (гладкие образцы);
2 — легированная сталь (гладкие образцы)
и углеродистая (с умеренной концентра-
цией); 3 — легированная сталь с умерен-
ной концентрацией; 4 — стали с высокой
концентрацией
Для деталей с резкими концентраторами напряжений разница
в коэффициентах влияния абсолютных размеров для углероди-
стых и легированных сталей столь значительна, что в ряде слу-
чаев крупные детали из углеродистых сталей оказываются более
прочными, чем такие же детали из легированных сталей.
Относительно причин, обусловливающих масштабный эффект,
в настоящее время нет общепринятого мнения. Объяснение при-
роды эффекта только с позиций статистической теории усталостной
прочности опытами на осевое растяжение не подтвердилось.
Влияние градиента напряжений является, по-видимому, одним
из основных факторов, участвующих в проявлении масштабного
эффекта. При этом принимается во внимание, что с увеличением
градиента напряжений уменьшается объем металла, находящегося
под действием разрушающих напряжений. Таким образом, теория
градиентное™ напряжений находится в некоторой связи со ста-
тистической теорией. Масштабный эффект можно объяснить также
технологическими причинами (металл меньших сечений более
качественный), способом обработки поверхности (одни и те же де-
фекты поверхности проявляются более резко для крупных сече-
ний). Наиболее вероятно полагать, что природа масштабного
эффекта определяется сложным комплексом перечисленных фак-
торов, каждый из которых может играть большую или меньшую
роль в отдельных конкретных условиях.
ВЛИЯНИЕ КОНЦЕНТРАЦИЙ НАПРЯЖЕНИЙ
Реальным деталям машин и элементам сооружений свойственны
формы, вызывающие более или менее значительную концентрацию
напряжений. Всевозможные резкие изменения сечений, отверстия,
надрезы, присоединенные части и многие другие факторы спо-
собны вызвать местное повышение напряжений на опасную для
прочности величину. Помимо конструктивных причин, концентра-
цию напряжений могут вызвать также технологические причины
(наличие неметаллических включений, пор, непроваров при сварке
или наплавке, трещин и пр.) и эксплуатационные (коррозионные
и эрозионные повреждения, задиры, контактирование с сопряжен-
ными деталями и пр.).
21
Местное повышение напряжений определяют расчетным или
экспериментальным методом (оптический метод, тензометрирова-
ние, электроаналогия и пр.) и выражают теоретическим коэффи-
циентом
_£™х_ или = _г™х_
он х тн
где (Ттах и ттах — максимальные значения напряжений в зоне
концентратора; он и тн — номинальные напряжения без учета
концентрации.
Численные значения коэффициентов зависят от формы и раз-
меров концентраторов и для широкого круга деталей машин и
элементов сооружений находятся в следующих пределах: 1 <
< ао < 6 и более; 1 < at < 4 и более.
Для распространенных типовых случаев значения ао и ат
можно найти в соответствующих справочниках и монографиях
[158]. Вычисление их в общем случае представляет некоторые
трудности. Как правило, величины ас и ах находятся в зависи-
мости от глубины и остроты выточек. Так, для цилиндрического
стержня с кольцевой неглубокой выточкой глубиной t и радиусом
закругления р
«р=1 и at=l |
Сопротивление усталости образцов металла и деталей машин
понижается в зонах концентрации напряжений в предельном
случае на величину, отвечающую величине теоретического коэф-
фициента концентрации напряжений. Как правило, это снижение
несколько меньше и выражается так называемым эффективным
(или действительным) коэффициентом концентрации напряжений;
. if *^а
Ко = -
аа(к)
‘а (к)
где оа; та; (к) и та (KJ — экспериментально полученные пре-
дельные амплитуды напряжений для образца без концентратора
напряжений и с концентратором напряжений. При этом аа
2^ Ao, Kt*
Степень сближения величин эффективного и теоретического
коэффициентов концентрации напряжений зависит от свойств
металла, степени концентрации и условий испытания. Чем пла-
стичнее и мягче металл, тем больше сглаживается пик напряжений
в зоне концентраторов и тем больше отличается эффективный ко-
эффициент от теоретического. Только для высокопрочных и мало-
пластичных материалов полностью сглаживается разница между
указанными коэффициентами. По разнице значений теоретиче-
ского и эффективного коэффициентов судят о чувствительности
материалов к концентрации напряжений. Последняя количе-
22
ственно определяется как отношение соответствующих коэффи-
циентов, уменьшенных на единицу:
а и п =
а0 — 1 ах — 1 ’
Коэффициенты чувствительности к концентрации напряжений
принимают значения в пределах 0 qc 1; 0 qx 1. При
q = 0 материал полностью нечувствителен к концентрации и
Ко — 1 или Кх = 1. При q 1 материал имеет максимальную
чувствительность к концентрации и Ко = “а или Кх = ах.
ВЛИЯНИЕ СОСТОЯНИЯ ПОВЕРХНОСТИ
Состояние поверхности после механической или тепловой об-
работки деталей может сказываться на сопротивлении усталости
по двум причинам: 1) следы инструмента на поверхности, остаю-
щиеся после механической обработки, действуют как концентра-
торы напряжений с присущими им неблагоприятными проявле-
ниями и 2) образование физико-химических изменений в поверх-
ностных слоях металла после механической, химической или те-
пловой обработок способно существенно влиять на сопротивление
металла усталости как в неблагоприятную, так и в благоприятную
сторону.
После того как было установлено, что поверхность деталей —
ее качество и механические свойства — является основным факто-
ром, определяющим их усталостную прочность, требования к ней
резко возросли. Даже тщательно обработанная поверхность
является носителем если не конструктивных (галтель, выточка),
то технологических (следы механической обработки) или экс-
плуатационных (царапины, коррозия) концентраторов напряже-
ний. Опыт эксплуатации машин говорит о том, что потенциальные
возможности материалов (особенно высокопрочных) проявляются
лишь в том случае, когда качество поверхности детали удовле
творяет высоким требованиям.
Предел выносливости образцов из стали А (табл. 1), поверх-
ность которых не обрабатывали после прокатки, составляет лишь
70% от предела выносливости тонко полированных образцов. Для
стали В с более высоким пределом прочности это соотношение еще
меньше и составляет лишь 35%.
Даже незначительное механическое повреждение поверхности
или ее дефекты могут послужить очагами зарождения устало-
стной трещины и предопределить преждевременное разрушение
детали. Риски и надрезы, являющиеся следами механической
обработки, особенно опасны в том случае, когда их направление
перпендикулярно главному растягивающему напряжению. Для
устранения концентраторов напряжений обычно применяют шли-
фование, полирование и тому подобные технологические процессы,
однако даже после тщательного полирования поверхность детали
все же сохраняет микроскопические риски и надрезы.
23
Таблица 1
Влияние качества поверхности образцов, изготовленных
из трех различных сталей, на предел выносливости при изгибе
(Кудрявцев И. В., Саверин М. М., Рябченков А. В.)
Характер обработки поверхности Сталь и ее продел прочности ов, кгс/мм2
ав * 47 Б В Ов=142
Тонкое полирование или притирка . 100 100 100
Грубое полирование или суперфиниш . . . Чистовое шлифование или чистовая обработка 95 93 90
резцом ... Грубое шлифование или грубая обработка рез- 93 90 88
цом 90 80 70
Поверхность с окалиной после прокатки Корродирование в воде: 70 50 35
пресной 60 35 20
морской 40 23 13
Примечание Предел выносливости тонко полированных образцов принят за 100%.
Отрицательное влияние оказывают и те растягивающие вну-
тренние напряжения, которые возникают вследствие технологи-
ческих процессов. Даже при нормально проведенном шлифова-
нии неблагоприятные внутренние растягивающие напряжения
поверхностных слоев могут достигать значительной величины.
При шлифовании закаленных деталей, особенно в местах рез-
кого изменения их сечения, где наличие дефектов поверхности
или вредных растягивающих напряжений особенно опасно, не-
редко в результате задержки шлифовального круга наблюдается
местный нагрев металла и его отпуск. При этом металл теряет
высокие механические качества, приобретенные в результате за-
калки, что, несомненно, резко отражается на усталостной проч-
ности детали. Внутренние напряжения того же характера, что и
при шлифовании, но несколько меньшие по своей величине, могут
возникнуть вследствие полирования, проводимого при больших
скоростях. Это имеет место при полировании наждачной бумагой,
а также суконными или фетровыми кругами. Таким образом, тех-
нологические процессы, преследующие цель улучшения микро- и
макрогеометрии поверхности, в некоторых случаях могут оказаться
не столь полезными, сколь вредными
Внутренние напряжения, возникающие при технологических
процессах изготовления деталей (отливке, термической обработке,
правке, сварке и т. п.), а также напряжения, появляющиеся
в процессе эксплуатации, представляют не меньшую опасность,
усугубляющуюся тем, что во многих случаях неизвестны вели-
24
чины и характер их распределения по сечению и объему изделия.
Существенное понижение прочности деталей нередко получается
именно в результате действия этих напряжений, возникновение
которых иногда связано лишь с незначительным нарушением тех-
нологического режима.
Обнаружить неблагоприятное распределение внутренних на-
пряжений в деталях или пониженную твердость поверхностных
слоев часто затруднительно. Обычно эти дефекты не отражаются
на твердости, измеряемой общепринятыми (по Роквеллу, Бри-
неллю) или специальными (микротвердость) методами. В первом
случае на показаниях твердости отражается влияние глубже рас-
положенных слоев, во втором разброс, связанный с различной
твердостью отдельных составляющих микроструктуры, столь ве-
лик, что не позволяет сделать определенных выводов.
Поверхность обладает пониженной усталостной прочностью не
только потому, что она несет большое число различных концен-
траторов напряжений или испытывает влияние дополнительных
растягивающих напряжений, но также потому, что она является
границей металла, нарушающей целость его кристаллических
зерен.
Поверхностные слои определяют прочность детали в целом
также и потому, что при основных видах напряженного состоя-
ния в реальных деталях (изгиб, кручение) эти слои испытывают
максимальное напряжение от внешних нагрузок. Поэтому упроч-
нение поверхности является радикальной и эффективной мерой
повышения усталостной прочности детали в целом.
ВЛИЯНИЕ КОРРОЗИОННОЙ СРЕДЫ
Сопротивление усталости всех конструкционных материалов
в большой степени зависит от химической агрессивности окружаю-
щей среды. В условиях эксплуатации многие детали машин и эле-
менты сооружений подвергаются коррозионному воздействию ок-
ружающей атмосферы или других газовых или жидких сред.
Степень влияния коррозионных повреждений поверхности де-
талей на сопротивление усталости зависит от свойств материала
и среды, характера нагружений и времени. Предварительное
перед испытаниями коррозионное воздействие на образцы не
столь опасно как одновременное действие коррозионных и меха-
нических факторов. Кривая усталости при коррозионных воздей-
ствиях на металл никогда не выходит на горизонталь. Она сни-
жается с ростом числа циклов или времени испытаний. В пределе
можно считать, что как бы ни были малы переменные напряжения,
они приведут к разрушению образца при достаточно большом числе
циклов испытаний. Следовательно, при коррозионной усталости
нельзя установить предела выносливости, а можно лишь говорить
о предельном сопротивлении усталости при ограниченном числе
циклов (например, на базе 107 или 5 107 циклов).
25
Рис. 14. Схема машины ЦК-2 системы
Кудрявцева для испытаний образцов
на усталость в жидких средах
Рис. 15. Трещина коррозионной усталости
в мягкой стали (X 500)
В лабораторных условиях для испытаний на коррозионную
усталость применяют машины, в которых испытуемый образец
либо постоянно находится в соответствующей газовой или жид-
кой среде, либо периодически. Например, для испытаний в жид-
ких средах нашла распространение машина ЦК-2 системы Куд-
рявцева с неподвижным вертикально расположенным образцом 1
(рис. 14) в сосуде 2. На верхний конец образца, как на ось, наде-
вается штанга 3, приводимая во вращение через поводок 5 элек-
тродвигателем 6. На штангу 3 насаживаются П-образные грузы 4
различной массы. Круговой изгиб образца вызывается центробеж-
ной силой неуравновешенной на штанге массы.
При коррозии металла, не находящегося под действием пере-
менных нагрузок, продукты коррозии, накопляясь на поверх-
ности, замедляют коррозионный процесс. При переменных напря-
жениях продукты коррозии не могут прочно удерживаться на
поверхности, окисная пленка растрескивается и создаются бла-
гоприятные условия для усиления коррозии и превращения общей
коррозии в местную. Характерной особенностью коррозионного
процесса является превращение равномерной коррозии в неравно-
го
мерную, развивающуюся преимущественно на участках с макси-
мальными напряжениями. Коррозионно-усталостные трещины мо-
гут идти как по границам зерен металла, так и по телу зерен.
В большинстве случаев образуются разветвления и пучок трещин,
как это показано на рис. 15.
Многочисленными исследованиями установлена коррозионно-
усталостная прочность различных углеродистых и легированных
сталей, а также других конструкционных материалов (алюми-
ния, титана и др.) в различных коррозионных средах (в воздухе
с различными загрязнениями и различной влажностью, воде и
других средах).
В табл. 2 приведены характерные данные по коррозионно-
усталостной прочности для различных сталей [154]. Как видно
из таблицы, снижение усталостной прочности сталей в результате
коррозионного воздействия тем резче, чем прочнее сталь. При
испытаниях в пресной воде углеродистые и легированные стали
обладают приблизительно одинаковым сопротивлением устало-
сти. Резко отличаются от этой группы по сопротивлению корро-
зионной усталости нержавеющие стали.
Значительное влияние на усталостную прочность металличе-
ских конструкций оказывает и атмосферная коррозия. Скорость
атмосферной коррозии резко возрастает с увеличением влажности
воздуха, а также с увеличением содержания в атмосфере различ-
ных агрессивных газов (SO2, Cl2, НС1 и др.). По исследованиям,
проведенным в ЦНИИТМАШе А. В. Рябченковым [154], сонро-
Таблица 2
Коррозионно-усталостная прочность различных сталей
Сталь Предел проч- ности, кге/мм2 Предел вынослив ти на базе испытаний 5-10’ циклов, кге/мм2
на воздухе В пресной воде В соленой воде
Углеродистая с 0,14% С (улучшен- ная) 44 25 14 6,5
Углеродистая с 0,24% С 49 16,5 12 —
Углеродистая с 1,09% С . . 72 28 15 —
Меднистая (0,98% Си и 0,14% С) 42 22 14 6,0
Никелевая (3,7% Ni, 0,26% Сг, 0,28% С) 63 34 15,5 11,5
Хромованадиевая (0,88% Сг, 0,14% V) 105 46,5 13 —
Хромоникелевая (1,5% Ni, 0,73% Сг, 0,28% С) . 97 47 11,5 9,5
Кремненикелсвая (3,1% Ni, 1,6% Si, 0,5% С) 176 77 12 —
Нержавеющая (12,9% Сг, 0,11% С) 62 38 26 21
Нержавеющая (14,5% Сг, 0,23% Ni, 0,38% С) 65 36 25 25
27
Таблица 3
Результаты коррозионно-усталостных испытаний стали 45
в различных условиях атмосферной коррозии
Условия атмосферной коррозии Предел выносливости на базе испытаний ДГ = 2-107 циклов
кгс/мм2 %
Воздух (20°) с относительной влажностью 58% 29,6 100
Воздух с относительной влажностью 100% 26,2 88
То же, 0,27% SO2 24,1 81
тивление усталости образцов стали 45 менялось в значительной
степени с изменением влажности и загрязненностью воздуха SO2
(табл. 3).
Влажный воздух с примесью SO2 вызвал понижение сопроти-
вления усталости на 19%. При этом следует учесть, что столь
существенное понижение усталостной прочности было установлено
при сравнительно коротком времени испытания (2 Ю7 циклов).
Даже относительная влажность воздуха может существенно ска-
заться на результатах усталостных испытаний. Известны, напри-
мер, опыты с алюминиевым сплавом, который понизил долговеч-
ность в 3 раза только за счет увеличения относительной влаж-
ности окружающего воздуха от 5 до 95%.
Известны различные методы повышения коррозионно-уста-
лостной прочности (помимо уменьшения химической агрессии
среды) и в первую очередь - общие методы защиты металлов от
коррозии — различные защитные покрытия (смазка, покраска,
химические и гальванические покрытия, эмалирование и др.)
Хорошие результаты для деталей машин получают при при-
менении поверхностных упрочняющих обработок, вызывающих
благоприятные остаточные напряжения (поверхностной наклеп,
поверхностная закалка, термохимические обработки) Значи-
тельный эффект дает электрохимическая защита с применением
гак называемого протектора, т. е. материала, имеющего более от-
рицательный электродный потенциал, чем металл защищаемого
объекта [68, 69]. При протекторной защите (обычно цинковой)
местные гальванические пары, вызывающие коррозию, умень-
шаются или совсем перестают действовать на защищаемый объект.
ВЛИЯНИЕ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУР
При обычных испытаниях малых стальных образцов статиче-
скими нагрузками понижение температуры вызывает повышение
характеристик прочности (временного сопротивления, пределов
текучести и упругости) и снижение характеристик пластичности.
При этом заметное снижение характеристик пластичности начи-
нается обычно только при достаточно низких температурах (ниже
28
Рис. 1Ь. Изменение предела выносливости с по
нижением температуры для гладких (а) и надре-
занных (б) образцов из различных материалов:
1 — углеродистая сталь; 2 — нержавеющая сталь;
3 — алюминиевый сплав; 4 - легированная сталь;
5 — титан
-50-7—70 С). Поэтому такие испы-
тания сталей на малых образцах при
пониженных температурах не пред-
ставляют практического интереса.
Низкие температуры могут прояв-
ляться в большей степени при удар-
ных нагрузках (ударная вязкость)
или при испытаниях крупных образ-
цов с резкими концентраторами на-
пряжений (характеристики вязкости
разрушения).
Общей закономерностью для машиностроительных материалов
является повышение сопротивления усталости с понижением тем-
пературы. На рис. 16, по данным исследований [1801, показаны
пределы выносливости различных материалов в зависимости от
температуры испытания (база 10® циклов). Как видно, суще-
ственное повышение сопротивления усталости с понижением тем-
пературы наблюдается не только для гладких образцов, но и
для образцов с концентраторами напряжений. Нами были прове-
дены испытания на усталость при температурах до —183° С об-
разцов из мягкой углеродистой стали, хромоникелевой стали и
особо твердой закаленной на мартенсит подшипниковой стали
[80, 196 ].
Опыты показали, что наибольшее повышение сопротивления
усталости обнаружила мягкая углеродистая сталь. Закаленная
подшипниковая сталь не изменила своих свойств при понижении
температуры испытания от -(-20 до —75° С. Какого либо порога
критической температуры усталости (подобно критической тем-
пературе хрупкости) не обнаружено.
К аналогичным выводам пришел и Г. В. Ужик на основании
обобщения исследований различных авторов [791
ВЛИЯНИЕ ПОВЫШЕННЫХ ТЕМПЕРАТУР
При небольшом повышении температуры испытания форма
кривых выносливости многих сталей сохраняет тот же вид, что
и при температуре 20° С, т. е. в полулогарифмических координа-
тах изображается двумя прямолинейными участками — наклон-
ным (соответствующим перегрузкам) и горизонтальным, парал-
лельным оси числа циклов.
29
Предельные повышения температур, до которых сохраняется
указанный вид кривых усталости и таким образом существует
действительный предел выносливости, для разных сталей раз-
личны. Можно считать, что для ферритных сталей такая предель-
ная температура находится на уровне 300 400° С, для аусте-
нитных сталей 550—600° С. С повышением температуры испыта-
ния за указанные пределы первая ветвь кривой усталости распо-
лагается более полого, а вторая принимает наклон к оси абсцисс,
вследствие чего угол между этими ветвями уменьшается и может
совсем исчезнуть. Тогда кривая усталости превратится в одну
прямую.
Появление наклона второй ветви кривой выносливости сви-
детельствует о том, что предельное сопротивление усталости ис-
пытуемого материала непрерывно понижается с увеличением числа
циклов. В этих случаях нельзя безоговорочно фиксировать зна-
чение предела выносливости, а можно лишь говорить об условном
(или ограниченном) пределе выносливости, т. е. предельной ам-
плитуде для заданной определенной цикловой базы.
На рис 17, по данным ЦНИИТМАШа, показаны зависимости
условного предела выносливости некоторых сталей ферритного
класса от температуры испытания. Предел выносливости мало-
углеродистой стали от минимального значения при ф-100° С
растет с увеличением температуры до 300—350° С, а затем при
дальнейшем увеличении температуры резко падает. Такое повы-
шение предела выносливости сталей связано с деформационным
старением в процессе усталостных испытаний.
На рис. 18 показаны (по данным ЦНИИТМАШа) зависимости
пределов выносливости жаропрочных аустенитных сталей от тем-
пературы испытания. Как правило, аустенитные стали имеют ус-
ловный предел выносливости при 500° С приблизительно такой же
величины, что и при 20° С. Однако имеются исключения; напри-
мер, стали 12Х18Н9Т и 1Х16Н13М2Б при повышении температуры
испытания показывают резкое понижение сопротивления усталости.
Сопротивление усталости сталей при повышенных температу-
рах находится в наиболее тесной связи с временным сопротивле-
нием разрыву при соответствующей температуре (как это имеет
место и при температуре 20° С). Отношение предела выносливости
к временному сопротивлению разрыву при различных темпера-
турах находится в пределах 0,45—0,60. При повышенных темпе-
ратурах длительное действие статических нагрузок вызывает пол-
зучесть металла. Предел ползучести с повышением температуры
быстро падает, и опасные для деталей деформации или разрушения
могут происходить при напряжениях значительно ниже пределов
выносливости. Как правило, стали и сплавы, хорошо сопротивля-
ющиеся ползучести, хорошо сопротивляются и усталости.
Явления ползучести могут сопутствовать и накоплению повре-
ждений от усталости, в особенности при трапецеидальном харак-
тере изменений напряжений в цикле (см. рис. 6).
30
Рис. 17. Изменение условного предела
выносливости углеродистой и тепло-
устойчивых ферритных сталей в зави-
симости от температуры испытания
(гладкие образцы после улучшения):
/ — сталь углеродистая (0,17% С);
2 — стали 40Х и 30ХМ; <3 — сталь
25Х2М1Ф (0,23% С; 2,2% Сг)
Рис. 18. Изменение условного пре-
дела выносливости жаропрочных
аустенитных сталей и сплавов в за-
висимости от температуры испыта-
ния (гладкие образцы после закалки
и стабилизации):
1 — сталь 12Х18Н9Т; 2 — сталь
Х16Н25М6; 3 — сплав ХН77ТЮ
(20% Сг. основа — никель)
Рис. 19. Рассеяние результатов усталостных испытаний образцов различ-
ных диаметров прокатной 22К (о) и литой 35Л (б) сталей:
/ и 2 — образцы диаметром 20 и 150 мм
31
РАЗБРОС ОПЫТНЫХ ДАННЫХ
Для сопротивления металлов усталости характерен значитель-
ный разброс опытных данных. Особенно большой разброс наблю-
дается для характеристик долговечности (по времени работ или
по числу циклов до излома). При одном и том же напряжении
испытуемые образцы металла могут показывать числа циклов до
разрушения, различающиеся на один или даже на два порядка.
На рис. 19 приведены (по данным ЦНИИТМАШа) результаты
испытаний на усталость круглых образцов литой (рис. 19, б) и
прокатной (рис. 19, а) сталей. Эти данные показывают, что зна-
чительный разброс наблюдается как для литой, так и для прокат-
ной стали и что с ростом размеров образцов разброс уменьшается.
Для достоверного определения пределов выносливости деталей
требуется значительное количество образцов и соответствующая
статистическая обработка, иначе можно легко допустить ошибку
при определении сопротивления усталости.
Причины значительного разброса опытных данных при испы-
таниях на усталость заключаются в статистическом характере
усталостных повреждений — неоднородность механических свойств
напряженных микрообъемов испытуемых объектов особенно
резко проявляется при циклических нагрузках. Статистическая
теория усталостной прочности, базирующаяся на неоднородности
механических свойств и основных положениях теории вероятности,
была впервые предложена Н. Н. Афанасьевым [5].
ГЛАВА ФАКТОРЫ, ВЛИЯЮЩИЕ
НА СОПРОТИВЛЕНИЕ УСТАЛОСТИ
СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
В предыдущей главе были освещены основные общие
закономерности, касающиеся сопротивления усталости металли-
ческих материалов и конструктивных элементов. Эти закономер-
ности относятся, в частности, и к сварным соединениям. Ниже
перечислены особо важные специфические для сварных соедине-
ний факторы, влияющие на сопротивление усталости.
ВЛИЯНИЕ ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ
Одним из сильнейших факторов, влиясщих на сопротивление
усталости соединений, является остаточное напряженное поле
в зоне шва. Вследствие резкого температурного перепада, струк-
турных изменений и упругопластического деформирования в зо-
нах сварных соединений возникают значительные остаточные на-
пряжения, величина которых может достигать и даже существенно
превышать предел текучести исходного материала.
Роль остаточных напряжений в сопротивлении усталости свар-
ных соединений резко увеличивается с ростом концентрации на-
пряжений. В этих случаях остаточные напряжения могут изме-
нять величину пределов выносливости в несколько раз как в сто-
рону повышения (при благоприятных сжимающих остаточных
напряжениях), так и в сторону понижения (при неблагоприятных
остаточных напряжениях). Долговечность сварных соединений
может изменяться при этом в десятки раз.
Такая высокая эффективность остаточных напряжений для
сварных соединений с концентрациями напряжений объясняется
следующими причинами: а) остаточные напряжения, подобно
напряжениям от внешних силовых воздействий, могут концентри-
роваться около различных уступов, пор, надрезов и пр.; б) кон-
центрация остаточных напряжений может создавать местный на-
клеп металла (в опасных зонах концентраторов); наклепанный
металл в большей степени реагирует на остаточные напряжения,
чем более мягкий и пластичный ненаклепанный металл; в) сня-
3 И. В. Кудрявцев
33
тие остаточных напряжений при нагрузке деталей с концентра-
торами может быть более затруднено, чем для деталей без концен-
траторов напряжений.
Последнее обстоятельство является особенно существенным.
Во многих случаях остаточные напряжения в зонах концентрато-
ров сохраняются без изменений даже после нагружения детали
до пределов, близких к пределу выносливости или превышающих
его. При выполнении сварных швов с небольшими концентраторами
роль остаточных напряжений будет также сравнительно неболь-
шой. Если деталь с доброкачественным швом подвергается меха-
нической обработке, то усталостная прочность детали будет опре-
деляться в основном качеством наплавленного на шов металла и
переходной зоны, а влияние остаточных напряжений при этом
будет тем меньше, чем мягче и пластичнее свариваемый и напла-
вленный металл. При недостаточно качественной сварке вредные
концентрации напряжений могут возникать в зонах разнообраз-
ных дефектов сварки как выходящих на поверхность, так и рас-
положенных в глубине шва.
Проявление остаточных напряжений в швах будет сильнее
при сварке толстых сечений и слабее при сварке тонких сечений.
Это объясняется величиной и объемностью остаточных напря-
жений.
Как правило, остаточные напряжения в зоне сварного шва
являются двух- или трехосными с резким градиентом и сложным
характером распределения по отдельным направлениям. Меха-
нические свойства металла в зоне шва также неоднородны, по-
этому и влияние остаточных напряжений на сопротивление уста-
лости будет различным для разных участков зоны шва. Эти об-
стоятельства весьма затрудняют применение расчетных методов
для количественного определения влияния остаточных напря-
жений на сопротивление усталости сварных соединений.
Только схематично, исходя из общих закономерностей влия-
ния средних (постоянных) напряжений цикла на предельные
амплитуды (см. гл. II), можно считать, что остаточные напряже-
ния, подобно средним напряжениям, способны изменять предель-
ные амплитуды по следующей зависимости: оа = — фоо0,
где оа — предельная амплитуда для сварного соединения с оста-
точными напряжениями о0; o_j — предел выносливости соединения
без остаточных напряжений (при симметричном цикле осевого
растяжения или изгиба); фа— коэффициент влияния асимметрии
цикла (равный для конструкционных сталей 0,1—0,4).
Применение этой формулы ограничивается (исходя из диа-
граммы предельных напряжений при асимметричных циклах)
соответствующими значениями пределов текучести при растяже-
нии и сжатии (см. гл. II, рис. 8).
Методы устранения или уменьшения неблагоприятного про-
явления остаточных напряжений в сопротивлении усталости свар-
ных соединений изложены в гл. XIV. Там же приводятся и методы
34
повышения усталостной прочности за счет наведения благоприят-
ных сжимающих остаточных напряжений.
Изучению роли остаточных напряжений в сварных соедине-
ниях посвящено значительное количество как зарубежных, так
и отечественных исследований [81,82, 146, 169, 1871. Особенно
большой вклад в изучение этой проблемы был внесен трудами со-
ветских исследователей (ИЭС им. Патона, МВТУ им. Баумана,
ЦНИИТМАШ и др.).
ВЛИЯНИЕ КОНЦЕНТРАЦИИ НАПРЯЖЕНИЙ
Концентрация напряжений, вызываемая различного рода вы-
точками, надрезами, отверстиями, уступами и прочими резкими
изменениями формы, в большой степени влияет на сопротивление
усталости металлических материалов или конструктивных эле-
ментов (см. гл. II).
Сварные соединения, как правило, обладают более или менее
значительными концентраторами напряжений. Ими могут быть и
неснятые усиления швов и различного рода накладки, ребра
жесткости, а также наружные или внутренние дефекты швов
в виде непроваров, включений, трещин и пр. Для различных типо-
вых сварных соединений характерные величины теоретических
коэффициентов концентрации напряжений ао (по опытным дан-
ным В. И. Труфякова, полученным на прозрачных моделях) при-
ведены ниже.
Тип соединены):
Стыковое . .
С прикреплением фасонок встык
С прикреплением ребер жесткости .
Нахлесточные с обваркой по контуру
Нахлесточные с фланговыми швами
%
1,3
1,4
1,6
1,7
2,3
Непровары, включения и особенно наличие сварочных трещин
могут вызывать большую конценграцию напряжений. Пониже-
ние сопротивления усталости за счет концентрации рабочих на-
пряжений в значительной степени будет зависеть от одновремен-
ного влияния остаточных напряжений. Если опасная зона с кон-
центратором рабочих напряжений расположена в области дей-
ствия остаточных растягивающих напряжений, то суммарный не-
благоприятный эффект может быть весьма значительным. И наобо-
рот, — даже большая концентрация рабочих напряжений, при-
ходящаяся на область действия благоприятных остаточных сжи-
мающих напряжений, может не приводить к заметному пониже-
нию усталостной прочности.
Нельзя также оценивать степень понижения усталостной проч-
ности за счет различных дефектов шва, не учитывая того, в ка-
кой зоне остаточных напряжений (растягивающих или сжимаю-
щих) расположен дефект.
3*
35
Обстоятельные исследования, выполненные по этому вопросу
в ИЭС им. Патона, нашли отражение не только в отечественной
литературе [6, 169, 172], но и в ряде документов, представлен-
ных Международному институту сварки [276, 277].
ВЛИЯНИЕ НЕОДНОРОДНОСТИ свойств
В сварном соединении, как правило, возникает более или ме-
нее значительный градиент механических свойств в разных на-
правлениях по отношению к шву. Роль неоднородности сварных
соединений в сопротивлении их статическим и ударным нагрузкам
исследована к настоящему времени достаточно подробно.
В изучении этой проблемы значительный вклад был сделан
проф. О. А. Бакши и его школой [7, 9]. Применительно к уста-
лостным явлениям роль неоднородности свойств сварных соеди-
нений изучалась П. И. Кудрявцевым [99]. Им был применен
метод изгибных усталостных испытаний образцов круглого сече-
ния (018 мм) с вваренными контактным способом инородными
вставками. Испытывали образцы из мягкой стали СтЗ с твердыми
вставками различной длины (сталь 40Х) и образцы из твердой
стали 40Х с мягкими прослойками также различной длины. Ме-
ханические свойства компонентов таких составных образцов опре-
деляли различной реакцией на один и тот же режим термической
обработки (закалка при температуре 840° С, отпуск 400° С). Пере-
пад твердости в сварных соединениях составлял HV 200—250
к HV 400—450.
В мягком материале составного образца у места его контакта
с более твердым возникает сложное напряженное состояние, при-
водящее к замедлению процесса накопления микропластических
деформаций в этой зоне. Резкая неоднородность механичес-ких
Рис. 20. Результаты испытаний на уста-
лость механически неоднородных свар-
ных соединений с прослойкой:
1 — твердой; 2 — мягкой
36
свойств на границе сплавления твердого и мягкого материалов не
является опасной для усталостной прочности сварного соедине-
ния. Усталостное разрушение происходит всегда на некотором
удалении от зоны сплавления. Усталость соединения с зоной по-
вышенной прочности определяется свойствами мягкого материала
соединения (рис. 20). Усталость сварных соединений с зоной по-
ниженных механических свойств определяется соотношением раз-
меров и механических свойств основного металла и металла ука-
занной зоны. При уменьшении относительной толщины мягкой
прослойки ниже определенной критической величины (х — 0,75)
происходит увеличение усталостной прочности соединения, обу-
словленное повышением жесткости сложного напряженного со-
стояния прослойки.
ГЛАВА МАСШТАБНЫЙ ФАКТОР
IW В УСТАЛОСТНОЙ ПРОЧНОСТИ
1 V СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
При изучении влияния абсолютных размеров на
усталостную прочность металла экспериментально установлено
(см. гл. II), что небольшие образцы более прочны, чем крупные
[2, 72, 76, 87, 89, 113, 117, 127, 133, 158, 169, 178, 182].
Так как применение крупных элементов в тяжелом, энергети-
ческом и химическом машиностроении становится все более не-
избежным, то возникают серьезные проблемы оценки действи-
тельной несущей способности крупных элементов. При этом воз-
никает вопрос: достаточны ли испытания на небольших образцах
или необходимы испытания на крупногабаритных образцах?
Оценка влияния абсолютных размеров на сварные соедине-
ния при циклических нагрузках усложняется вследствие гетеро-
генности сварного соединения (как по механическим свойствам,
так и по структуре), наличия сварочных остаточных напряжений
и концентрации напряжений, вызываемой геометрической фор-
мой шва и технологическими дефектами. Указанные факторы
сильно затрудняют моделирование сварных деталей и элементов
сооружений.
Испытания на усталость сварных деталей и образцов крупных
^сечений малочисленны и только в редких случаях имеют характер
систематических исследований.
Широкий комплекс усталостных исследований, проведенный
в ЦНИИТМАШе [87, 88, 90, 91 ], включает: 1) изучение уста-
лостной прочности основного металла и сварных соединений ли-
той (35Л) и катаной (22К) сталей, выполненных электрошлаковой
сваркой на металле весьма большой толщины (250—350 мм),
а также влияния абсолютных размеров на сопротивление уста-
лости сварных образцов (диаметром до 150—200 мм и сечением
200 x 200 мм); 2) получение экспериментальных данных для наи-
более рационального выбора допускаемых напряжений при рас-
чете крупногабаритных сварных деталей, работающих в условиях
циклических нагрузок; 3) выявление влияния термической об-
работки на сопротивление усталости натурных сварных образцов
38
и установление целесообразности применения термической об-
работки для крупных сварных элементов ответственного назна-
чения.
Указанные исследования были проведены в связи с нуждами
заводов применительно к проектированию и строительству мощ-
ных гидравлических прессов усилием 30 000 и 70 000 т, содер-
жащих детали, сваренные электрошлаковым способом. К таким
деталям относятся сварно-литые архитравы прессов из стали 35Л
массой 160 т и сваренные из толстолистовой катаной стали 22К
пластины пресса рамной конструкции, имеющие толщину 200—
250 мм и массу более 100 т. Впервые в практике прессостроения
колонны и архитравы уникальных прессов были построены в свар-
но-прокатном и сварно-литом исполнении. Поэтому требовалось
экспериментальное подтверждение эксплуатационных возможно-
Рис. 21. Машина У-200 для испытания на выносливость образцов
диаметром 150—250 мм
39
стей такого рода конструкций при проектировании их с условием
максимальной прочности при минимальной металлоемкости.
В ЦНИИТМАШе были спроектированы и построены спе-
циальные машины для испытания при симметричном изгибе круп-
ных цилиндрических образцов, валов и осей диаметром 150—•
250 мм (модель У-200, рис. 21) [197] и крупных плоских образ-
цов сечением 200x200 мм (модель УП-200, рис. 22). В этих ма-
шинах применен инерционный метод нагружения крупных образ-
цов, использующий явление резонанса. При этом образцы весьма
крупных сечений доводятся до разрушения сравнительно малыми
усилиями (мощность приводных электродвигателей составляет
16 и 9 кВт).
Основная особенность машин заключается в возможности со-
четания больших переменных нагрузок со значительной частотой
их перемен (до 2000—3000 циклов/мин).
Масштабный фактор для крупногабаритных сварных элемен-
тов, выполненных электрошлаковым способом сварки на прокат-
ной малоуглеродистой стали 22К и литой среднеуглеродистой
стали 35Л, оценивали по испытанию на усталость цилиндриче-
ских образцов диаметром 10, 20, 150 и 200 мм и плоских образцов
сечением 50x75 и 200x200 мм [87,88,91].
Установлено, что пределы выносливости сварных соединений
(на гладких, т. е со снятым усилением шва, образцах крупных
сечений) не ниже, чем у основного металла (табл. 4).
Рис. 22. Машина УП-200 для испытания на выносливость плоских образцов сечением до
200Х 300 мм:
/ —* испытуемый образец; 2 — маятник машины; 3 — ломающиеся рычаги; 4 — рольганг
для подачи образцов; 5 — инерционный вибратор; 6 — электродвигатель
40
ГО
Й
К
го
Н
По зоне сплавления имелись шлаковые включения.
41
Рис. 23. Поверхность (а) и схема уста-
лостного излома (б) образца диаметром
150 мм из стали 22К (с электрошлако-
вым швом), разрушенного по основному
металлу:
1 — очаги разрушения (неметалличе-
ские включения); 2 — усталостные ли-
нии; 3 — зона долома; 4 — расслоения;
5 — включения
42
Металл шва при электрошлаковой сварке является более чи-
стым (по вредным примесям и неметаллическим включениям),
чем основной металл — горячекатаная 22К и литая 35Л стали.
При испытаниях листового проката из стали 22К наблюдались
заметные колебания в механических свойствах основного металла,
связанные с наличием допустимых по техническим условиям тех-
нологических дефектов (расслоения, неметаллические включения,
строчечность структуры). Указанные дефекты в большинстве слу-
чаев предопределили место и характер изломов, расположенных
в образцах но основному металлу на расстоянии 25 -100 мм от
шва.
Отличительной особенностью большинства усталостных из-
ломов стали 22К является наличие отчетливо выраженной шифер-
ности. В усталостных изломах некоторых образцов были вы-
явлены дефекты прокатной стали - строчечность и расслоение,
неметаллические включения.
В изломе образца диаметром 150 мм (рис. 23) очагами уста-
лости явились шлаковые включения, расположенные под поверх-
ностным слоем образца.
Отмечались также разрушения крупных сварных образцов
стали 22К по зоне сплавления. Под поверхностью образца диа-
метром 150 мм (рис. 24) возникло несколько начальных трещин,
в результате слияния которых на поверхности излома образова-
лись уступы. От фокуса излома расходятся усталостные линии,
являющиеся следами роста трещин.
Усталостные разрушения большинства образцов диаметром
200 мм из стали 35Л происходили по основному металлу на зна-
Рис. 24. Участок поверхности усталостного излома сварного образца диаме-
тром 150 мм (из стали " 22К), разрушенного по зоне сплавления
43
Рис. 25. Поверхность {а) и
схема усталостного излома (6)
образца диаметром 200 мм
(из стали 35Л) с электро-
шлаковым швом, разрушен-
ного по основному металлу:
1 — очаг разрушения; 2 —
усталостные ступеньки и
рубцы; 3 — шлаковые вклю-
чения; 4 — зона долома;
5 — ликвационная зона
44
чительном расстоянии от зоны сплавления (от 67 до 219 мм),
вне зоны термического влияния.
Металл шва во всех случаях оставался неповрежденным, что
свидетельствует о высоком качестве соединений, сваренных элек-
трошлаковым способом. Таким образом, усталостная прочность
сварных соединений литой стали 35Л оказалась выше прочности
основного металла
Лишь в двух случаях отмечены поломки сварных образцов
неподалеку от шва (в 3- 14 мм), в зоне термического влияния,
из-за наличия дефектов в стальном литье.
На усталостных изломах двух сварных образцов были выявлены
дефекты литой стали — неметаллические включения и ликва-
ционные выделения (рис. 25 и 26).
На основании проведенного исследования сделано заключе-
ние, что влияние размеров на усталостную прочность соединений,
выполненных электрошлаковой сваркой, на исследованных ста-
лях не больше, а может быть и меньше (учитывая отсутствие кон-
центраций напряжений у обработанных стыков), чем на основном
металле. В последнем случае отмечались разрушения образцов
вблизи от зоны галтельного перехода (7? — 150 и 200 мм) и хво-
стовой части образца.
Установлено, что для металлов с неоднородной структурой
(литые стали) влияние размеров образцов на выносливость свар-
ных соединений оказывается более резко выраженным
Рис. 26. Схемы усталостных изломов, образовавшихся по двум сечениям образца диаметром
200 мм (из стали 35Л) с электрош лаковым швом:
/ >— очаг разрушения; 2 — ликвационная зона; 3 — зоны усталости; 4 — зона долома;
S — шлаковые включения
45
Рис. 27. Зависимость предела выносливости гладких образцов от диаметра:
1 — толстолистовая прокатная сталь 22К; 2 - среднеуглеродистая литая сталь 35Л;
3 — зона рассеяния результатов испытаний по литературным данным (верхняя граница —
преимущественно для углеродистых сталей, нижняя — для легированных); 4 — предпо-
ложительная кривая Лера; 5 — зона рассеяния результатов испытания для серых чугу-
нов (верхняя граница — для высокопрочного чугуна)
чем для металлов с однородной структурой (стали, прошедшие
обработку давлением, имеют ео = 0-1 (6'=2ОО> _ о,70; рис. 27 |.
O—I (d=ю) /
Для плоских образцов из стали 22К увеличение сечения с 50 X 75
до 200 х 200 мм привело к снижению предела выносливости на 10 %.
Общие закономерности масштабного фактора в усталостной
прочности, установленные для основного металла, распростра-
нимы и на сварные соединения.
За последние годы уделяется значительное внимание улучше-
нию качества выплавки конструкционных сталей (вакуумирова-
ние, электрошлаковый переплав и другие виды передела) и в пер-
вую очередь повышению их чистоты, что имеет большое значение
для обеспечения надежности и долговечности деталей машин.
По данным работы 1139], на рафинированных сталях мас-
штабный фактор проявляется слабее.
Наибольшим препятствием для более широкого внедрения элек-
трошлаковой сварки является требование проведения термической
обработки таких соединений. На’основании усталостных испыта-
ний образцов большого размера (диаметром 150 и 200 мм и сече-
нием 200 X 200 мм) было показано, что применение термической
обработки после электрошлаковой сварки деталей, изготовленных
из стали 22К, не является необходимым, если усиления швов
подвергаются механической обработке. Эти рекомендации были
практически реализованы при изготовлении рам мощных гидрав-
лических прессов.
46
Наличие в горячекатаном толстом листе и зоне сплавления ме-
таллургических и сварочных дефектов (строчечность, расслоения,
шлаковые включения) существенно (на 16—22%) понизило уста-
лостную прочность сварных соеинений стали 22К на образцах
крупных сечений Эти дефекты особенно опасны, когда они рас-
положены вблизи поверхности образца, где действуют максималь-
ные напряжения.
Предел выносливости сварных образцов сечением 200 X 200 мм
из стали 22К после нормализации составил 10,5 кгс/мм2
(см. табл. 4), т. е. оказался наиболее низким из всех рассмотрен-
ных серий испытаний. В усталостных изломах всех образцов этой
серии были обнаружены шлаковые включения по зоне сплавления
шва. Зарождение усталостной трещины в подобных случаях начи-
нается не с поверхности, как обычно, а от шлаковых включений,
что обнаруживается по характерным светлым пятнам в изломе
(рис. 28). Очагом разрушения послужило шлаковое включение
Рис. 28. Поверхность усталостного излома образца стали 22 К сечением
200Х 200 мм с электрошлаковым швом, разрушенного по зоне сплавления
47
размером 10 X 2,5 мм, находящееся на расстоянии 33 мм от поверх-
ности образца В фокусе излома напряжение составило 8 кгс/мм2,
при напряжении на поверхности образца, равном 12 кгс/мм2.
Шлаковое включение явилось более сильным концентратором на-
пряжений, чем другие, обнаруженные в этом же сварном образце.
Лишь только в двух случаях были отмечены усталостные раз-
рушения крупных образцов стали 22К по металлу шва. Так, в из-
ломе образца диаметром 200 мм (рис. 29) очаг усталостного раз-
рушения возник от шлакового включения, расположенного под
поверхностью на глубине 28 мм. Напряжение в этом месте соста-
вило 10,8 кгс/мм2, в то время как напряжение на поверхности со-
ставляло 15 кгс/мм2.
Результаты исследования усталостной прочности сварных
соединений, выполненных электрошлаковой сваркой на катаной
стали 22К и литой стали 35Л, в крупных сечениях (рис. 30) были
использованы при проектировании и строительстве крупногаба-
ритных деталей мощных гидравлических прессов усилием в 70 000
и 30 000 тс (сварные^пластины и траверсы, сварные архитравы
массой 160 т).
Рис. 29. Поверхность усталостного излома с парного образца диаметром 200 мм
из стали 22К, разрушенного по металлу niBajj
48
Рис. ЗО.^Образцы диаметром 15и и 200 мм^из соединений, выполненных электрошла»
Jg, новой сваркой, после усталостного разрушения
Данные о масштабном факторе сварных соединений были ис-
пользованы конструкторами при выборе допускаемых напряже-
ний на сварные электрошлаковые швы. На основе этих данных
запасы по усталости были снижены на 20%, что позволило умень-
шить массу металлоемких конструкций прессов.
Существующие методы расчета сварных конструкций на проч-
ность с использованием результатов испытаний образцов малых
размеров не всегда могут отразить работу самой конструкции,
испытывающей в реальных условиях влияние ряда конструктив-
ных, технологических и эксплуатационных факторов.
Для надежной оценки сопротивления усталости сварных изде-
лий необходимы испытания их в натуре или достаточно крупных
моделях на специальных установках. Предел выносливости натур-
ной сварной детали оказывается значительно ниже предела вы-
носливости лабораторных образцов меньших размеров. Так, сни-
жение сопротивления усталости при переходе от натурного свар-
ного композитного ротора газовой турбины диаметром 245/220 мм
(со стыками с присадочной плавящейся вставкой) к гладким образ-
цам малых размеров (d0 8 мм, см. рис. 85, а) составило [89]
га-=2’4*2’8-
Модели сварного композитного ротора представляли собой
цилиндрические полые образцы диаметром 245 мм, выполненные
4 И. В. Кудрявцев
49
из двух дисков никелевого сплава ХН70ВМЮТ и двух хвостови-
ков аустенитной стали Х16Н25М6 (см. рис. 84).
Снижение предела выносливости при симметричном изгибе
для сварных соединений ротора (со стыками с присадочной пла-
вящейся вставкой)* [89] при переходе от небольших трубчатых
моделей диаметром 28/16 мм (см. рис. 66) к крупным моделям ро-
тора диаметром 245/220 (см. рис. 84) составило ео = 0,55.
Сварные соединения стали 22 К, выполненные различными спо-
собами (электрошлаковая сварка, дуговая сварка электродами
УОНИ-13/55 и в среде углекислого газа), после высокого отпуска
при испытаниях на гладких шлифованных образцах диаметром
8 мм, приготовленных из прокатных листов толщиной 50 и 65 мм, ~
оказались равнопрочными основному металлу (табл. 5).
В то же время пределы выносливости сварных соединений стали
22К в крупных образцах-погонах (сечением 50x75 и 65x75 мм)
с удаленным усилением шва и после высокого отпуска составили
(в % от основного металла): 78 — для соединений с V-образной
разделкой кромок, выполненных электродами УОНИ-13/55, а
также в углекислом газе; 84—94 — для соединений с К-образной
разделкой кромок, выполненных электродами ЦУ-3; 100 — для
соединений, выполненных электрошлаковой сваркой.
В этой связи для более надежной оценки несущей способности
сварных соединений следует по возможности проводить испытания
крупных моделей-образцов, соизмеримых с изделиями и отобра-
жающих конструкцию и технологию его изготовления.
В ряде случаев следует считать целесообразным проводить
исследования усталостной прочности сварных соединений на об-
разцах-погонах, вырезаемых из сварных обечаек (роторы паровых
турбин, валы гидравлических турбин, сосуды давления, сварные
цилиндры и т. д.) и сварных плоских элементов. В образцах
крупных сечений по сравнению с малыми имеется большая вероят-
ность наличия дефектов и опасно напряженных зерен, что связано
со статистической природой процесса усталостного разрушения.
Испытания крупных образцов позволяют наиболее экффективно
оценить влияние на несущую способность сварных соединений
дефектов сварного шва (непровары, поры, шлаковые включения
и др.) и конструктивно-технологических недостатков, встречаю-
щихся при сварке.
* Предел выносливости малых цилиндрических и трубчатых образцов уста-
навливали обычным методом длительных испытаний на шести—десяти образцах
при базе 10’ циклов. Предел выносливости крупных моделей роторов устанавли-
вали по испытанию одного образца методом последовательного ступенчатого
увеличения напряжений через каждые 10’ циклов до появления первой усталост-
ной трещины.
Модель ротора диаметром 245/220 мм (со стыками с присадочной плавящейся
вставкой) прошла без повреждения 40 млн. циклов при напряжениях 3,4; 6,5;
8 кгс/мм2 и разрушилась по разнородному шву при о = 10 кгс/мм2 после 4,7 млн.
циклов.
50
го
Ef
S
хо
го
Н
Изменение предела выносливости основного металла и сварных соединений стали 22К
с изменением размеров и формы образцов при переменном изгибе
Источник [90, 114, 125] [90, 125]
Предел выносливости <у_1 кгс/мм2 образцов различных сечений, мм 60X75 18,5 1 । 1 | ।
50X75 15,5—16,5 8,5 11,0 17,5 о 15,5
0 8 31,5 1 1 1 | 35,5
Вид термической Состояние поставки Нет Отпуск при темпе- ратуре 650° С Нет Нет Отпуск при темпе- ратуре 650и С
Состояние поверхности а э 5 з. 1 С усилением шва То же Усиление шва упроч- нено бойком с по- мощью подпружи- ненного ударника Со снятым усилием шва То же
Объект исследования 1 с 3 D S S э г! Л D Ч J Сварные соединения, выпол- ненные электрошла новым способом
4*
51
Источник [114, 125] [114, 125] [114] Примечания: 1. Предел выносливости образцов сечением 50X75 мм определяли на базе 10’ циклов, а образцов диаметром 8 мм и сечением 65X75 мм — на базе 10е циклов 2. Образцы сечением 60X75 мм испытывали с поверхностью, сохраненной после прокатки.
Предел выносливости <у_г кгс/мм2 образцов различных сечений, мм 60X75 7,5 11,5 10,5 14,5 14,5 15,5—17,5
50X75 1 1 1 1 1
0 8 1 1 1 36,0 31,5
Вид термической Нет Отпуск при темпе- ратуре 620° С Нет Отпуск 620° С Отпуск 620е С Отпуск 620° С
Состояние поверхности сварного шва С усилением шва То же Со снятым усилением шва То же То же То же
Объект исследования Сварные соединения (с V-об- разной разделкой кромок), выполненные в нижнем по- ложении способом попереч- ной «горки» электродами УОНИ-13/55 Сварные соединения (с V-об- разной разделкой кромок), выполненные в нижнем по- ложении в среде углекисло- го газа Сварные соединения (с К-об- разной разделкой кромок), выполненные в горизонталь- ном положении электрода- ми ЦУ-3
52
В исследовании В. И. Труфякова экспериментально показано,
что усталостная прочность сварного соединения может изменяться
в довольно широких пределах в зависимости от поперечного се
чения пластин, сваренных встык автоматической сваркой под
флюсом [169].
Сварные пластины стали М16С с неснятым усилением шва испы-
тывали на знакопеременный изгиб при циклах, близких к симмет-
ричному. Падение выносливости сварного соединения отмечали
при увеличении как ширины, так и толщины пластины (табл. 6)
Увеличение толщины пластины с 16 до 46 мм (при ширине 200 мм)
привело к снижению предела выносливости с 9,4 до 6,6 кгс/мм2,
т. е. на 32%. При увеличении ширины пластины с 85 до 200 мм
(при толщине 26 мм) предел выносливости снизился с 7,9 до
6,9 кгс/мм2, т. е. на 13%. Наиболее резкое по сравнению с образ-
цами сечением 70X16 мм снижение (на 43—49%) предела вынос-
ливости отмечается у сварных пластин сечением 200x46 мм.
Предельными, не вызывающими дальнейшего снижения предела
выносливости, оказались сварные пластины сечением 200x26,
300 26 и 200X46 мм.
По мнению автора, одним из решающих факторов, обусловли-
вающих столь существенное снижение прочности стыковых соеди-
нений при увеличении их сечения, являются сварочные остаточные
напряжения в зоне шва, оказывающиеся более высокими, при
прочих равных условиях, у пластин больших сечений. Так, если
величина поперечных остаточных напряжений в образцах сече-
нием 70 X 16 мм составляла всего лишь 2,5 кгс/мм2, то в образцах
сечением 300x26 мм она близка к пределу текучести основного
металла.
Поэтому для получения более надежных данных следует при-
менять при испытаниях образцы шириной не менее 200 мм и тол-
щиной не менее 26 мм.
А. К. Аснис показал, что при двукратном увеличении сечения
плоских образцов с наплавленными швами (F - 560 мм2, б >=
= 8 мм и F =1120 мм, 6 - 16 мм) снижение предела выносливости
Таблица 6
Влияние размеров пластин на предел выносливости
стыковых сварных соединений [169]
Размеры пластины, мм Предел выносливости (кгс/мм2) на базе 2-10® циклов
Ширина Толщина
70 16 11,6—12,8
200 16 9,4
200 26 6,9
200 46 6,6
85 26 7,9
200 26 6,9
53
достигает 20% [21. Примерно такое же снижение предела вынос-
ливости было обнаружено для сварных двутавровых балок различ-
ных сечений (F = 3600 мм2, h 124 мм и F 7200 мм2, h
= 224 мм).
Полезными представляются проводимые за последние годы
в Московском институте инженеров железнодорожного транс-
порта исследования усталостной прочности различного рода на-
турных сварных узлов и элементов рам тележек подвижного со-
става на специально созданных резонансных вибрационных стен-
дах [11—131. Эти исследования позволили успешно решить
некоторые вопросы конструирования и технологии изготовления
элементов сварных тележек подвижного состава с точки зрения
требований обеспечения достаточной усталостной прочности.
Вызывает интерес выполненная в ЧССР работа, в которой оце-
нивается влияние на усталость размера балок рамных конструк-
ций подвижного состава, технологии сварки и концентрации на-
пряжений [236]. Указанные исследования проводили на резо-
нансных вибрационных стендах ЛАНИТ.
На рис 31 показаны результаты испытаний сварных балок
в координатах: предел выносливости — площадь сечения полок.
Для удобства визуальной ориентации в верхней части рисунка
показана сравнительная ширина В полки. Кроме эксперименталь-
ных результатов, здесь же показаны диапазоны величин предела
выносливости сталей 411458 (по стандарту ЧССР) и 411523 (зона Л)
и стали 411373 (зона В). Значения были рассчитаны по эмпиричес-
ким формулам. Аналогично был установлен диапазон С для свар-
ных соединений сталей 411458, 411523 и для стали 411373. Диапа-
зон Е включает значения пределов выносливости некоторых свар-
ных деталей, испытан-
ных Нойманом. Предел
выносливости этих де-
талей, изготовленных
из стали <тв 37 ч-
52 кгс/мм2, составляет
5—6 кгс/мм2 независимо
от вида материала.
Предел выносливо-
сти при изгибе сварных
балок, изготовленных
из штампованных корыт
с гладкой полкой, попа-
дает в диапазон А или В
и практически не ме-
няется в исследованном
41 1373 411458 411523
Профиль СО □ О
1 гладкая полка
2 к-образный шоб б полке
3 \/-образный шоб б полке
Профиль L О о
Рис. 31. Зависимость предела
выносливости балок от ширины
полки [236]
54
РисЛ32. Зависимость предела выносливости^при кручении от диа-
метра образцов:
1 — без упрочнения; 2—упрочнены дробью (точки: светлые кружки —
по данным работы [185], черные кружки — опыты ЦНИИТМАШ,
треугольники — по данным работы [208])
диапазоне размеров, как и при испытаниях на растяжение.
Опытные данные по испытаниям балок типоразмера 1 (см. рис. 90
и табл. 44), для которых проявилось влияние сварки, находятся
в области С или D. У нижней границы лежат значения предела
выносливости балок из стали 411523. У балок типоразмера 2 и 3
(см. рис. 31 и табл. 7) имело место падение предела вынос-
ливости (диапазон ограничен на рис. 31 сплошными линиями).
Под влиянием дефектов сварки произошло снижение усталост-
ной прочности на 25—60%. Масштабный эффект для сварных дета-
лей с концентрацией напряжений (усиление шва, подрез, резкий
обрыв шва и др.) проявляется в большей степени, чем для деталей
с устраненными концентраторами напряжений.
Рис. 33. Зависимость предела выносливости при плоском изгибе от момента сопро-
тивления пластин из углеродистых сталей:
I — гладкие пластины без концентрации напряжений; II — пластины с концен-
трацией напряжений (со сварным швом, с надрезом, либо защемленные по концам);
III — то же, с применением поверхностного наклепа в зонах концентрации
55
Сопротивление усталости сварных деталей конструкций
можно существенно повысить пластическим деформированием
поверхностных слоев. Эффективность поверхностного наклепа тем
выше, чем более высокие концентрации напряжений вызваны
в деталях наложением сварных швов. В ряде случаев, когда свар-
кой вызываются особенно резкие концентрации напряжений, эф-
фект от поверхностного наклепа достигает двух- и трехкратного
повышения предела выносливости [79, 90, 91, 116, 174].
Прочность соединений с необработанной поверхностью свар-
ного шва оказывается сильно пониженной против прочности ос-
Таблица 7
Изменение предела выносливости а , с увеличением размера
образцов при плоском изгибе на базе 107 циклов
№ точек на рис. 33 Марка стали Сечение образца, мм Момент сопро- тивления W, см3 Вид концентра- тора напряжений O-J, кгс/мм2 Источ- ник
1 0,38% С, o)s=62 кгс/мм2 20X20 1.3 Нет 25 3 Данные Массоне
2 СтЗ 18X75 Сварной шов 18,5 [86]
3 СтЗ 50X40 16,7 Нет 15,5 [115]
4 СтЗ 50X75 31,4 » 15,5 [91]
5 20ГСЛ 50X75 31,4 » 15,5 191]
6 22 К 50X75 31,4 » 15,5— 16,5 190]
7 45 60x95 57 » 16,5 [85]
8 СтЗ 60Х 95 57 » 13,0 [85]
9 СтЗсп 135Х 105 320 » 13,0
10 СтЗсп 135Х 105 320 » 11,0
11 22К 200Х 200 1330 » 14,5 [91]
12 СтЗ 300Х 400 6000 » 11,5
13 22 К 50X75 31,4 Защемление 9,0 [91]
14 СтЗ 50X75 31,4 » 8,0 [91]
15 СтЗсп 50X75 31,4 Надрез 6,5
16 СтЗсп 135Х 105 320 » 5,5
17 СтЗсп 135Х 105 320 » 5,5
18 22К 200X 200 1330 Защемление 4,5 [91]
19 СтЗ ЗООХ 400 6000 » 6,0
20 СтЗ 50X75 31,4 » 16,5 [91]
21 22 К 50X75 31,4 » 15,5 [91]
22 СтЗсп 135Х 105 320 Надрез 9,5
23 22К 200X200 1330 Защемление 9,3 [91]
24 22К 200Х 200 1330 » 12,5 [91]
25 СтЗ 18Х 75 4 Сварной шов 18,5 [86]
26 22К 50X75 31,4 То же 8,5 [90]
27 22К 50X75 31,4 » 17,0 [90]
Примечания: 1. Номера точек 21—25, 27 — образцы со сварными
швами и концентраторами напряжений в виде надреза и защемления после поверх-
ностного упрочнения.
2. Номера 10, 17 и 22 — стали конвертерной плавки.
56
новного металла. В этом случае поверхностный наклеп способен
повысить усталостную прочность в значительно большей степени,
чем термическая обработка (см. табл. 5).
С ростом размеров деталей (в особенности содержащих концен-
траторы напряжений) эффективность наклепа не только не умень-
шается, а сохраняется, или даже возрастает (рис. 32 и 33 и табл. 7)
[100, 185].
Для сварных соединений эффект наклепа с ростом сечения
образцов проявляется в том же направлении [116, 203]. Эффек-
тивность наклепа (пневматическим молотком) для сварных балок
сталей СтЗсп и 15ХСНД (НЛ2) по сравнению с образцами неболь-
шого сечения возросла со 154 до 185—195% [76]. Предел вынос-
ливости крупных штуцерных соединений (трубы диаметром
140/108 мм из стали 20 приварены с обеих сторон пластины
стали 22К толщиной 115 мми шириной 298 мм) после поверхно-
стного упрочнения швов повысился на 165%.
Сопротивление усталости крупных двутавровых балок высо-
той 254 мм с приваренными ребрами жесткости в результате дро-
беструйной обработки сварных швов повысилось на 30% [203].
Это дает основание считать, что поверхностный наклеп может
быть весьма эффективно использован для повышения несущей
способности сварных конструкций при циклических нагрузках.
ГЛАВА СОПРОТИВЛЕНИЕ УСТАЛОСТИ
у СВАРНЫХ СТЫКОВЫХ И НАХЛЕСТОЧНЫХ
V СОЕДИНЕНИЙ
Стыковые соединения занимают наибольшую долю
в общем объеме сварных конструкций. При производстве стыковых
соединений используют различные способы сварки (ручную дуго-
вую, автоматическую под флюсом, в углекислом газе, стыковую
контактную, трением, электрошлаковую, электронно-лучевую)
и разные конструкционные стали различной толщины.
Заметная доля при изготовлении сварных конструкций мостов,
кранов, тележек подвижного состава, различных строительных
сооружений и транспортных средств отводится соединениям вна-
хлестку. Соединения такого типа обладают, как правило, сильной
концентрацией напряжений и поэтому оценка их сопротивления
усталости имеет особо важное значение.
СВАРНЫЕ СТЫКОВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
Сварные соединения при статической нагрузке часто равно-
прочны основному металлу, потому что усиление шва увеличивает
поперечное сечение элемента, а концентраторы напряжений не
проявляются в столь резкой форме, как это имеет место при ци-
клических или ударных нагрузках. Прочность соединений при
переменных нагрузках, как правило, оказывается пониженной
по сравнению с основным металлом. Причиной снижения проч-
ности являются наличие неблагоприятных сварочных остаточных
напряжений и концентраторов напряжений, создаваемых формой
соединения и технологическими дефектами.
Соединения встык по сравнению с другими типами соединений
обладают повышенной прочностью, характеризуются менее рез-
ким изменением геометрической формы и меньшей концентрацией
напряжений. По усталости стыковых соединений имеется большое
количество экспериментальных данных. Наиболее типичные
результаты исследований усталости соединений с поперечными
швами встык, выполненных на протяжении последних 20 лет,
и приводятся в табл. 8 (рис. 34 и 35). В сводную таблицу вклю-
чены значения пределов выносливости основного металла и
58
Рис. 34. Образцы стыковых соединений для испытания на усталость
Рис. 35. Образцы и элементы для испытания на усталость из стыковых
соединений, выполненных электрошлаковой сваркой
59
Сопротивление усталости сты
Способ сварки Сварочные материалы Марка стали Предел прочности а , кгс/мм2 Размер сечения, мм 3 Я » о £* t о о w « ф Е к 5 s о 5 S ф о га ри Д F'О г-< О О Ф С К о S Д
Ручная дуговая Электроды ЦМ-7 10 42,7 8X20 (рис. 34, а) 37,6
То же Электроды УОН И-13/55 44,1 5X30 (рис. 34, б) 20,2
Ручная дуговая; V-об- разная разделка кромок Электроды УОН И-13/55 54,1 65X75 (рис. 34, з) 18,5
Ручная дуговая в го- ризонтальном поло- жении; К-образная разделка кромок Электроды ЦУ-3 22К 54,1 65X75 (рис. 34, к) 18,5
Ручная дуговая; дву- сторонняя разделка кромок Электроды ЦЛ-25 0Х12НДЛ 72.6 50 X 75 (рис. 34, к) 14.5
То же Электроды УОНИ-ЮХ13 (13НЖ) 0Х12НДЛ 72,6 50X75 (рис. 34, к) 14,5
То же Электроды УОНН-13/55, облицовка перед сваркой стали 0Х12НДЛ проволокой ЦУ-2ХМ 0Х12НДЛ и 15Г2ВЛ 72,6 74,2 50X75 (рис. 34, к) 14,5
60
Таблица 8
новых сварных соединений
Состояние (обработка) после сварки Вид нагружения «а Предел выносливости, кгс/мм2, на базе циклов Источник
10“ 2-10“ 510“ 107
Исходное Отпуск при температуре 600° С Дробеструйн ая Бойком с помощью пневмо- молотка Изгиб, 2 кгс/мм2 4- ~:ошах 18,2 17,0 28,2 26,6 Опыты 11НИИТ- МАШа
Исходное Шлифование поверхности шва Пластмассовое покрытие Вибрирующим роликом с помощью пневмомолотка Изгиб, «о 1 10,5 17,8 16,1 18,8 1 [1051
Исходное Усиление снято резцом Отпуск при температуре 620° С Усиление снято резцом, отпуск, 620° С Усиление снято резцом, нормализация при тем- пературе 930° С и отпуск при 620° С Изгиб, «а 7,5 10,5 11,5 14,5 15,5— 18,5 [1141
Усиление снято резцом, отпуск при температуре 620° С Изгиб, *« = -* 15,5— 17.5 [114]
Исходное Отпуск при температуре 670° С Усиление снято резцом Усиление снято резцом и отпуск при температуре 670° С Усиление снято резцом и наклеп многобойковым упрочнителем Изгиб, «а =-* 4.5 5,5 10,5 12,5 14,5 [561
Исходное Отпуск при температуре 670° С Усиление снято резцом Усиление снято резцом и отпуск при температуре 670° С Изгиб, -1 6,5 7.5 12,5 14.5 [561
С усилением шва, отпуск при температуре 650° С Усиление снято резцом и отпуск при температуре 650° С Усиление снято резцом, отпуск при температуре 650° С и наклеп много- бойковым упрочнителем Изгиб, 6,5 11,5 14,5 [56]
61
Способ сварки Сварочные материалы Марка стали Предел прочности О’ , кгс/мм2 Размер сечения, мм Предел вы- носливости основного металла *, кгс/мм2
Ручная дуговая Электроды с рутиловым покрытием 37 по стан- дарту МС 6280—65, спокойная кипящая 48,0 41,7 Толщина 15 мм
Руная дуговая (дву- сторонняя) Электроды УОНИ-13/55 09Г2С 50,6 — 51,7 6X40 (рис. 34, в) 33,5
Ручная дуговая в нижнем положении Рутиловые электроды Е319 BS15 (С=0,18%) 48 12,7Х 102 (рис. 34, ж) и 12,7X64 (рис. 34, с) 25 (с про- катной окалиной) 29,9 (с механи- чески обрабо- танной поверх- ностью)
Автоматическая под флюсом (X-образная разделка кромок) Проволока Св-08ГА, флюс ОСЦ-45 15ХСНД (НЛ-2) 56,4 30X80 (рис 34, л) 24,1 (с прокат- ной ока- линой) 32,2 (с обрабо- танной поверх- ностью)
То же М16С 43 Толщина 40 мм 23,5 (с прокат- ной ока- линой) 28,2 (с обрабо- танной поверх- ностью)
62
Продолжение табл. 8
Состояние (обработка) после сварки Вид нагружения «а Предел выносливости, кгс/мм2, на базе циклов Источник
10е 2-10“ 510" 10’
Исходное Растяжение 22—23 19 — 20 [74]
Исходное Наклеп многобойковым упрочнителем Усиление снято резцом Растяжение, 2 кгс/мм2 4- °шах 16,5— 18,5 22,5 22,5 [124]
Исходное состояние (кром- ки под сварку обработа- ны механическим спосо- бом) Исходное (кромки под свар- ку обработаны машинной газовой резкой) Исходное (кромки под свар- ку обработаны ручной га- зовой резкой) Отпуск при температуре 650° С Усиление снято механиче- ской обработкой с после- дующим ручным шлифо- ванием То же и отпуск при темпе- ратуре 650° С Растяжение. 18 15,7 15,7 18 25 25 [261]
Исходное (с нарушением технологических допу- сков на форму усиления шва) Образцы с плавным очерта- нием поверхности шва Механическая обработка перехода от основного ме- талла к наплавленному Образцы с полностью обра- ботанной поверхностью шва Растяжение, Ra = 0,06 12 23,5 24,4 32,4 [29]
Шов с высотой валика 2 мм и плавным перехо- дом Шов с высотой валика 5 мм и резкими переходами То же, с исправлением пе- реходов местной обработ- кой Шов с поверхностью, обра- ботанной шлифованием Растяжение, Ra = 0,14 23,5 15,0 23,5 28,2 [112] .
63
Способ сварки Сварочные материалы Марка ! стали Предел прочности а , кгс/мм2 Размер сечения, мм 3 ® о.' _ О О Я « § “ = 5 а «5 ® 5 а Ф О Я (X О К ь о ро о 5 С д о 2 «
Автоматическая под флюсом (Х-образная разделка кромок) 10Г2СД Толщина 32 мм 29,8 (с прокат- ной ока- линой) 35,8 (с обрабо- танной поверх- ностью)
М16С 44,8 30X200 (рис. 34, «)
Проволока Св-08ГА, флюс АН-348 14Г2 59,6 20X200 (рис 34, н)
Проволока Св-08ГА, (Ьлюс АН-348 14ГС 51,0 20X200 (рис 34, н)
Проволока Св-08ГА, флюс АН-348 15ГС 62,2 20X200 (рис 34, н)
Проволока Св-08ГА, флюс АН-348 19Г 50,1 20X200 (рис. 34, и)
Проволока Св-08ГА, флюс АН-348 10Г2СД 51,8 26X200 (рис. 34, н)
Проволока Св-08ГА, флюс АН-348 09Г2С 51,8 26 X 200 (рис. 34, н)
Проволока Св-ЮНМ, флюс АН-22 10Г2С1 (закалка с температу- рой £20° С в воду, отпуск при 650° С) 61,5 26X200 (рис. 34, и)
64
Продолжение табл. 8
Состояние (обработка) после сварки Вид нагружения «о Предел выносливости, кгс/мм*, на базе циклов Источник
10е 2-10» 540е 10’
Сварное соединение с ме- стной обработкой по- верхности шва Сварное соединение с пол- ностью обработанной по- верхностью шва Растяжение, Ra = 0.09 29.8 35,8 [П2]
Исходное Изгиб, *.= -* Ra - +0,3 7 *• 12,8 ** 18 *• [171]
Изгиб, 9,7 ** [35]
Изгиб, = -1 9,1 ♦* [35]
Изгиб Яв=-1 10,0 [35]
Изгиб, 8,9 *♦ [35]
Изгиб, *«, = -' Ra=° 7,0 •* 15,5 ** [35]
Изгиб, «а =0 7,7 ♦* 15,5 ** [351
Исходное Высокий отпуск Изгиб, *•=-* 6,7 •’ 9,8 ** [35]
5 И. В. Кудрявцев
65
Способ сварки Сварочные материалы Марка стали Предел прочности с , кгс/мме Размер сечения, мм - в о°* 5 s « * я чЗ § § и С к С Ж и
Автоматическая под флюсом (X-образная разделка кромок) Проволока Св-ЮНМ, флюс АН-22 10Г2С1 (закалка с температу- рой 920 °C в воду, отпуск при 650 °C) 62,7 26X80 (рис. 34, м) 28
Проволока Св-08ГА. флюс АН-348 10Г2СД термически упрочненная 55,3 26x200 (рис. 34, я)
Проволока Св-08ГА, флюс АН-348 10ХСНД термообра- ботанная 60,1 26X200 (рис. 34, и)
Проволока Св-08ГА, флюс АН-348 15ХСНД 58,4 30X200 (рис. 34, н)
Проволока Св-08ХМФ, флюс АН-22 15ХГ2СМФР нормализо- ванная 76,2 30X200 (рис. 34, н)
Проволока Св-08А, флюс АН-348А 09Г2С 50,6— 51,7 6X40 (рис. 34, в) 33,5
Автоматическая одно- сторонняя на флю- сом едной подкладке Проволока Св-08ГН, флюс ОСЦ-45 09Г2 56,5 8X35 (рис. 34, д) 22
Автоматическая одно- сторонняя на мед- ном скользящем ползуне Проволока Св-08ГН, флюс ОСЦ-45 09Г2 56,5 8X35 (рис. 34, д) 22
Автоматическая флюсом под BS15 (С==0,18%) 48 12,7Х 101,6 (рис. 34, ж) 12,7X63,5 (рис. 34, е) 25 (с про- катной окалиной) 29,9 (с механи- чески обрабо- танной поверх- ностью)
66
Продолжение табл. 8
Состояние (обработка) после сварки Вид нагружения «а Предел выносливости, кгс/мм2, на базе циклов Источник
10* 210’ 5-10* 10’
Исходное Усиление снято наждачным кругом Растяжение, «а=° 14 28 Опыты ИЭС им. Е. О Па- тона
Исходное Изгиб, 1 6,7 ** [351
Изгиб, R«= ° 7,8 ** 16 •*, [35]
Изгиб, Ro= 1 »* [35]
Изгиб, Ra- -1 7,2 *♦ [35]
Растяжение, 2 кгс/мм® 4- ~а га ах 20,5 [124]
Изгиб, 20,5 [163]
Изгиб, 12,5 [163]
V-образной стык на мед- ной подкладке с усиле- нием, отпуск при темпе- ратуре 650° С X-образный стык с усиле- нием, отпуск при темпе- ратуре 650° С Х-образный стык с усиле- нием, отпуск при темпе- ратуре 650° С V-образный стык на медной подкладке, усиление сня- то механической обработ- кой с последующим руч- ным шлифованием,отпуск при температуре 650° С Х-образный стык, усиление снято механической обра- боткой с последующим ручным шлифованием, от- пуск при температуре 650° С Растяжение, 10,2 И 17,3 25 25 [2611
5*
67
Продолжение табл. 8

Способ сварки Автоматическая под флюсом (двусторон- няя) Сварочные материалы Марка стали BS15 (0,20% С, 0,02% Si) Предел е- ПРОЧНОСТИ 00 а , кгс/мм2 S S & 8 Толщина 11.4 мм Предел вы- w носливости Я основного I металла *, кгс/мм2
То же Низколе- гированная (0,11% С, 0,24% Si, 1,28% Мп. 0,27% Ni, 0,56% Сг, 0,30% Мо, 0,12% V) 78,5 Толщина 11,4 мм 52
В углекислом газе (V-образная раздел- ка кромок) Проволока Св-08Г2С диаметром 1,6 мм 22К 54,1 65X75 (рис. 34, з) 18,5
В углекислом газе 37 по стандарту МС 6280—65 (ВНР) спокойная кипящая 47,5 41,5 Толщина 15 мм
В углекислом газе (двусторонняя) Проволока Св-08Г2С 09Г2С 50,6 — 51.7 6X40 (рис. 34. в) 33,5
В углекислом газе (V-образная раздел- ка кромок) Проволока 8Mn2Si 11523.1 (по стандар- ту ЧССР) 52 8X70 (рис. 34, а) 24—26 (с прокат- ной ока- линой)
Электрошлаковая Проволока Св-10Г2, флюс ФП-7 22К 45,6— 48,7 d = 20 18,5— 21.5
Состояние (обработка после сварки Вид нагружения «с Предел выносливости, кгс/мм2, на базе циклов Источник
10’ 2-10' 5-10е 10’
Исходное Усиление снято Создание вогнутой формы у кромок шва с помощью аргонной горелки и прут- ка из мягкой стали Растяжение, Яо = ° 12,6 29,3 28.2 [235]
Исходное Усиление снято Создание вогнутой формы у кромки шва с помощью аргонной горелки и прут- ка из мягкой стали Растяжение, 0 15,7 50,6 44 [235]
Отпуск при температуре 620° С Усиление снято резцом, от- пуск при температуре 620° С Изгиб, Ra 13,5 14 5 [114]
Исходное Растяжение 19—20 15 [74]
Исходное Растяжение, 2 кгс/мм2 ~ ^aniax 18,5— 20,5 [124]
Исходное Исходное (на медной под- кладке) То же Растяжение, 1 кгс/мм2 4- “^тах 1 кгс/мм* 4- ~°шах 15 кгс/мм2 4- “атах 10,5 ± ±9,5 4- 4-11,5 ± ±0,5 8,5 ±7,5 19,5 ± ±4,54- 4-20,5 ± ±5,5 [232]
Образцы вырезаны из свар- ной пластины, подвер- гнутой нормализации при температуре 920° С и отпуску при 650° С Изгиб, Ro = -’ 17,5 [159]
Образцы вырезаны из свар- ной пластины, подвер- гнутой индукционному на- греву током промышлен- ной частоты (нормализа- ция и отпуск) 17,5 — 19,5 [88]
69
68
Способ сварки Сварочные материалы Марка ста л 4 Предел прочности ств, кгс/мм2 Размер сечения, мм Предел вы- носливости основного металла *, кгс/мм2
а ектрошлаковая Проволока Св-15Г, флюс ФЦ-7 3 2К 45,6 — 48,7 50X75 (рис 35, ?) 15,5- 16,5
Проволока Св-10Г2, флюс ФЦ-7 d = 150 (рис. 35, ж) 13,7 — 15,2
d = 200 (рис. 35, з) 16,5
200X200 (рис. 35, е) 14,5
Проволока Св-10Г2, флюс АН-8 35Л 50,4— 51,3 d = 20 11,5- 14,5
d = 200 (рис 35, з) 7,5—10,5
Проволока Св-10Г2, флюс ФЦ-7 22 К и 20ГСЛ 46,8 52,8 50X75 (рис. 35, 5) - 15,5 15,5— 16,5
1G
Продолжение табл. 8
Состояние (обработка) после сварки Вид нагружения «а Предел выносливости, кгс/мм2, на базе циклов Источник
10е 2-10» 5-10» 10’
Исходное Отпуск при температуре 650° С, 2 ч Нормализация при 920° С. 1 ч Наклеп бойком с помощью пневмомолотка Усиление снято резцом То же, отпуск при темпера- туре 650° С, 2 ч Усиление снято резцом, нормализация при темпе- ратуре 920° С. 1 ч и от- пуск при 650° С, 2 ч Усиление снято резцом и наклеп с помощью пнев- момолотка Изгиб, «„ = -1 8,5 11,0 11,5 17,5 14,0 15.5 14,0 17,2 [90]
Образцы вырезаны из свар- ной плиты Образцы вырезаны из свар- ной плиты после ее норма- лизации при температуре 930—940° С Изгиб, >13,5 14,7 [88]
Образцы вырезаны из свар- ной плиты со!5,0
Образцы вырезаны из свар- ной плиты Образцы вырезаны из свар- ной плиты после ее норма- лизации при температу- ре 930—940° С и отпуска при 620° С 13,5 12,5
Образцы вырезаны из свар- ной плиты Образцы вырезаны из свар- ной плиты, прошедшей нормализацию при темпе- ратуре 870—900° С и от- пуск при 600—680° С Изгиб, 14,5 — 15,5 >15,5 [87]
Образцы вырезаны из свар- ной плиты Образцы вырезаны из свар- ной плиты, прошедшей нормализацию при темпе- ратуре 870—900° С и от- пуск при 600—680° С Я >7,5 >7,5
Нормализация и отпуск Изгиб, 16,0 [95]
71

Способ сварки Сварочные материалы Марка стали Предел прочности <ТВ, кгс/мм2 Размер Тсечения, мм 4 к ш В £* Ос § Е я 5 s tj S3 И Ч 2 Q.O ш н о «о о о Ц Е я о s «
Электрошлаковая Проволока Св-08ХГ2СМ, флюс АН-348-А 16ГНМ 56.9 52X75 (рис. 35, д) 21,5 — 22,5
Проволока CB-I8XMA, флюс АН-8 15ГН4М 76,9 50X75 (рис. 35, д) 25,5
Проволока Св-10Г2, флюс АН-8 34 ХМ 76,5 50X75 (рис. 35, д) 20,5
Проволока Св-10Г2, флюс АН-8 40ХН 82,0 77,9 50X75 (рис. 35, д) 21,5 16,5 — 18.5
Проволока Св-10Г2, флюс АН-22 Проволока (Ni—Мо) 08ГДНФЛ 45,4 34X50 (рис. 35, б) 13,3
Проволока (0,13% С), флюс G50 0.19% С, 0.66% Мп, 0,06% Si 44,7 20X40 (рис. 35, а) 25
* Предел выно ** Пределы вын ЗЛИВОСТИ ОСНОВНОЕ осливости сварныз BS15 (С=0,19%) о металла опр соединений 44,2 еделялс» определ 38X70 (рис 35, в) на образцах или по трещи 25 таких же нообразова
72
Продолжение табл. 8
Состояние (обработка) после сварки Вид нагружения «о Предел выносливости, кгс/мм8, на базе циклов Источник
10е 2-10® 5-10* 10’
Отпуск при температуре 650—660° С, 5 ч Нормализация при 930° С, 2 ч, охлаждение до 500° С, со скоростью 100 град/ч; отпуск при 650—660° С Изгиб, 20,5 22,5 [118]
Нормализация при темпе- ратуре 650° С, затем при 83 0—860° С и отпуск при 590—610° С Изгиб, «а* 1 24,5 [95]
Нормализация при темпе- ратуре 570—590° С, за- тем при 840—910° С и от- пуск при 560—600° С Изгиб, 19,5 [95]
Закалка при температуре 830—850° С в масло, от- пуск при 500—550° С Нормализация при темпе- ратуре 830—850° С, от- пуск при 580—620° С Изгиб, «а--1 19,0 18,5 [95]
Усиление снято То же Усиление снято, нормализа- ция при температуре 950° С, 2 ч и отпуск при 650° С, 4 ч Изгиб, 17 16 20 [176]
Исходное Усиление шва снято Растяжение 14 28 [198]
Исходное, хороший про- филь усиления шва То же (плавящийся элек- трод) Исходное, плохой профиль усиления Усиление снято (плавя- щийся электрод) размеров и базе испытаний, нию. Растяжение, что и для cool ветству 20 18 11 25,5 ЮЩИХ С1 арны? соединени E22SJ й.
73
стыковых соединений различных конструкционных сталей (с пре-
делом прочности в широком интервале — ов = 42^-82 кгс/мм2).
Соединения выполнены ручной дуговой, автоматической под флю-
сом, полуавтоматической в углекислом газе и электрошлаковой
сваркой. Размер сечения плоских и цилиндрических образцов и
элементов варьируется в пределах от.5x30 мм (лабораторные
образцы) до весьма крупных элементов — валы диаметров 150
и 200 мм и пластины сечением 200x200 мм.
Предел выносливости стыковых соединений в исходном состоя-
нии, сваренных различными способами на малоуглеродистых ста-
лях, составляет 40—64% (табл. 8) предела выносливости основного
металла.
В еще большей мере снижается прочность стыковых соедине-
ний для низколегированных и среднелегированных сталей.
Сопротивление усталости необработанных стыковых соедине-
ний низколегированных сталей практически не зависит от режима
автоматической сварки и сварочных материалов (электродной про-
волоки и флюса) [35].
При выполнении стыковых соединений прежде всего стремятся
обеспечить полный провар и получить металл с необходимыми
механическими свойствами, без сварочных дефектов. Внешней
форме шва обычно уделяется меньшее внимание. Вместе с тем проч-
ность стыковых соединений в значительной степени определяется
формой и внешними размерами сварного шва. Особенно резкое
понижение прочности отмечается для тех соединений, в которых
усиление шва выполнено с резким переходом к основному металлу,
вследствие чего создается значительная концентрация напряжений.
Так, если образцы из соединения, выполненного электрошла-
ковой сваркой на мягкой стали, с хорошим профилем усиления
шва имели предел выносливости 20 кгс/мм2 ([228], то при небла-
гоприятном профиле усиления шва (в результате несовпадения
медных ползунов) предел выносливости образцов составил всего
лишь 11 кгс/мм2 (рис. 36), т. е. понизился на 45% (см. табл. 8).
Конструкция медных подкладок и ползунов при электрошла-
ковой и автоматической сварке влияет на формообразование шва,
определяя геометрческую форму сопряжения шва с основным ме-
таллом, и, в конечном счете, на прочность сварного соединения при
переменных нагружениях.
Форма и внешние размеры шва характеризуются следующими
параметрами: высотой усиления h, шириной шва b и углом 6°
между касательной к усилению шва и поверхностью пластины.
В работе [261 ] решающим фактором, определяющим сопро-
тивление усталости сварных соединений с сохраненным усилением
шва, считают угол усиления, образованный между плоскостью
пластины и касательной к усилению шва в месте соединения с пла-
стиной. Этот угол меняется по длине шва, особенно для соедине-
ний, выполненных ручной дуговой сваркой. Разрушение обычно
происходило в точке с минимальным углом усиления. Установлена
74
Рис. 36. Результаты усталостных испытаний образцов соединений
прокатной стали, выполненных электрошлаковой сваркой:
а — с усилением шва; б — со снятым усилением шва; 3 — хоро-
ший профиль усиления; 2 — неблагоприятный профиль усиления;
3 и 4 — сварка плавящимся электродом; 5 — соединение из литой
и прокатной стали (л — излом по литой стали, ш — излом по шву)
экспериментально количественная зависимость между углом 0
усиления шва и сопротивлением усталости стыкового соединения
[261] при 2 . 10е циклов (рис. 37).
Зафиксированный разброс опытных данных для ручной дуго-
вой сварки составил приблизительно 15°; в пластинах, сваренных
автоматически, разброс был несколько меньше. Все опытные
точки заключены в полосу разброса. За два верхних предела
(при 0 = 180°) приняты максимальные напряжения для гладких
пластин с прокатной окалиной и без нее. Образцы для испытания
на выносливость вырезали из общих сварных заготовок, поэтому
остаточных напряжений в них либо вовсе не было, либо они были
невысокими [163, 261, 274]. Полученные закономерности могут
существенно измениться при наличии в образцах с не снятым уси-
лением шва высоких сварочных остаточных напряжений.
Экспериментально получена зависимость числа циклов нагру-
жения при знакопостоянном растяжении Ro 0,1 для двух уров-
ней напряжения (ов = 18 и о0 = 22 кгс/мм2) от формы усиления
стыкового шва (рис. 38) Образцы были изготовлены из соединений
стали с 0,26% С толщиной 10 мм, выполненных автоматической
сваркой под флюсом Pie 18 UP, проволокой 10Мп4 с двусторонним
наложением шва. Как видно из рис. 38, большая долговечность
относится к сварным образцам с формой^шва, имеющей большее
отношение b/h [274].
В принятой программе испытаний была охвачена вся область
напряжения дуги 1/д (от 25 до 45 В), что позволило установить ко-
личественную tзакономерность влияния сварочного напряжения
на форму усиления шва. Вопросы экономичности сварных кон-
струкций освещены в работе [265].
75
Рис. 37. Влияние угла 0 уси-
ления шва на прочность сты-
ковых соединений с прокат-
ной окалиной (/) и без нее (2)
Рис. 38. Зависимость числа циклов нагруже
ния от формы усиления шва при знакопостоян-
ном растяжении для двух уровней напряжения
(Jo = 18 кгс/мм2 ГЛ и Go = 22 кгг/мм2 (2)
Весьма высокие механические свойства сварных соединений
достигнуты при автоматической односторонней стыковой сварке
с обратным формированием шва на флюсо-медной подкладке, имею-
щей водяное охлаждение [163]. Пределы выносливости соединений
с поперечными швами стали 09Г2, выполненных односторонней
сваркой на флюсо-медной подкладке, оказались выше предела
выносливости соединений, выполненных односторонней сваркой
на медном скользящем ползуне и двусторонней автоматической
сваркой под флюсом (а_г = 13 кгс/мм2). По величине они близки
к пределу выносливости образцов основного металла (см. табл. 8).
Результаты статистической обработки (около 500 замеров)
параметров h, b и R усиления сварных швов, выполненных на
флюсо-медной подкладке и медном скользящем ползуне, показали
характерный для этих способов сварки весьма плавный переход
от шва к основному металлу. Радиусы сопряжения при этом со-
ставляли R ^8 т-10 мм, тогда как при автоматической сварке
под флюсом R = 0,4:-2 мм [163].
В табл. 9 сопоставляются теоретические коэффициенты кон-
центрации напряжений поперечных стыковых швов для рассмот-
Таблица 9
Теоретический коэффициент концентрации напряжений
для поперечных стыковых швов [163]
Сварка автоматическая Сторона шва “о
Односторонняя На флюсо-медной подкладке Односторонняя На медном скользящем ползуне Двусторонняя под флюсом . . Лицевая Обратная Лицевая Обратная 1,15 1.4 1,25 1.9 1,3—2,9
76
ренных способов сварки, определенные расчетным и эксперимен-
тальным путем (на поляризационной установке).
Поперечные стыковые швы с усилением, выполненные ручной
дуговой сваркой на мягких сталях в положениях, отличных от
нижнего, могут иметь пределы выносливости ниже 15 кгс/мм2.
Максимальные напряжения при пульсирующем цикле на базе
2 10® циклов для соединений с поперечными швами на пластинах
толщиной 22 мм составили [261 ]: пластины, сваренные в нижнем
положении, 22 кгс/мм2 (100%); пластины, сваренные в нижнем
положении с одной стороны и в потолочном с другой, 11,8—
14,2 кгс/мм2 (53—64%); монтажные швы в вертикальных пласти-
нах, сваренные в вертикальном и горизонтальном положениях,
11- 12,9 кгс/мм2 (50—56%).
Эти результаты интересны тем, что они подчеркивают роль
наружного контура усиления швов при определении прочности
поперечных стыковых соединений, выполненных в различных
пространственных положениях. Однако указанная зависимость
сопротивления усталости соединений от положения, в котором
выполнялась сварка, является лишь косвенной и определяется
различными возможностями получения соединений надлежащего
качества.
Об усталости стыковых соединений, выполненных на арматур-
ных стержнях (крупного сечения) сваркой трением, контактным
способом и ванной сваркой, можно составить представление по
опытным данным, приведенным в табл. 10.
Сваркой трением и ванной сваркой можно получить сварные
соединения, обладающие большим сопротивлением усталости,
чем сварные соединения, выполненные контактной сваркой.
Результаты испытания (на базе 5-10® циклов) на усталость
прутков 0 16 мм стали 20, сваренных трением и контактным спо-
собом, приведены ниже [33].
Вид сварки
Контактная сопротивлением .
Контактная оплавлением
Трением
п = 1200 об/мин; Р„ = 4 кгс/мм2; /н = 6 с
п = 2800'об/мин; Рк = 4 кгс/мм2; tK 2 с
с_, при сим-
метричном из-
гибе, кгс/мм’
12,5
~13
15
21
При механической обработке шва заподлицо с пластиной для
соединений из мягкой стали можно значительно повысить предел
выносливости сварного соединения (на 40—57%) и в ряде случаев
довести его до уровня основного металла [22, 87, 88, 124, 176,
198, 228, 235, 261].
Образцы больших сечений (200 x 200 мм и диаметром 150 и
200 мм с точеной поверхностью), вырезанные из толстых плит,
сваренных электрошлаковым способом, практически равнопрочны
по усталости с аналогичными образцами основного металла как
77
Таблица 10
Результаты испытания на усталость арматурных стержней
0 40 мм, сваренных встык различными способами [22]
на стали 35ГС (ов = 66 кгс/мм’)
Объект испытания Предел выносливости, кгс/мм9 на базе 2-10е циклов при RG
0 0,14 0,2 0,5
Целые стержни 20,9 24,2 34,1
Сваренные стержни: контактной сваркой оплавле- нием 12,5 14,9 24,9
многоэлектродной ванной свар- кой в медной форме с глубокой канавкой для усилений (в гре- бенке пять электродов УОНИ 13/55А) 6,3 7,7 17,7
То же, но обточенные после свар- ки . ванной многоэлектродной свар- кой с кольцевым валиком с плавным переходом в зоне сплавления (наплавка элек- тродами УОНИ-13/55А) . ванной сваркой в медной глад- кой форме (без канавок для усилений) 17 13,4 14,9 19 15 17,6
для стали 22К, прошедшей обработку давлением, так и для литой
стали 35Л [87, 88].
Когда между отливками или отливками и прокатными элемен-
тами имеются механически обработанные электрошлаковые швы,
то дефекты в литой стали являтся критическими для усталостной
прочности сварных соединений [87, 176, 228]. В этом случае
механические свойства металла электрошлакового шва выше, чем
литой стали, и усталостные разрушения проходят по стали.
В элементах сварных конструкций при наличии концентратора
напряжений, вызванного сохраненным усилением шва, остаточные
растягивающие напряжения могут вызывать заметное (на 30—40%)
снижение сопротивления усталости сварных стыковых соединений
(стали 22К и 16ГС) [90, 169]. Для повышения усталостной проч-
ности сварных соединений в таких случаях обычно применяют
термическую обработку.
Однако не во всех случаях термическая обработка приносит
пользу. Например, термическая обработка (650° С) для снятия
напряжений в сварных стыковых соединениях (рис. 34, ё) из мяг-
кой стали не оказала влияния на усталостную прочность незави-
симо от того, снималось ли усиление шва или нет. Неправильное
проведение термической обработки может вызвать снижение
прочности, если поверхность металла обезуглероживается. При
78
данных’испытаниях некоторые образцы подвергали длительному
нагреву при температуре 650° С, и металл был обезуглерожен на
глубину 1,6 мм. В этом состоянии сопротивление усталости глад-
ких пластин и сварных соединений понизилось соответственно
на 12,5 и 17,5% [261].
Термическая обработка не оказала также никакого влияния
на усталостные свойства соединений мягкой стали и увеличила
всего на 11 % усталостную прочность соединений из низколегиро-
ванной стали с высоким сопротивлением разрыву [25 ].
Низколегированные стали с высоким сопротивлением разрыву
находят ограниченное применение в сварных металлоконструк-
циях, так как усталостная прочность соединений из этих сталей
не выше усталостной прочности соединений из мягких сталей.
Предполагали, что в этом повинен металлургический фактор.
Низкая усталостная прочность соединений из низколегированных
сталей не является следствием проявления остаточных сварочных
напряжений или несколько более высокой чувствительности к на-
дрезу зоны термического влияния. Прочность определяется сте-
пенью концентрации напряжений, вызываемой формой усиления
шва. Когда степень концентраций мала (в результате механичес-
кого удаления усиления шва или при обеспечении плавного пере-
хода шва к основному металлу путем наложения шва с помощью
аргонной горелки), то можно получить пределы выносливости
сварных соединений, соизмеримые с пределом выносливости мало-
углеродистой и низколегированной сталей [29, 112, 235] (см.
табл. 8).
Испытания стыковых швов со снятым усилением показали,
что зона термического влияния без надрезов не является
сама по себе слабой под усталостными нагрузками [235]. Однако
концентрация напряжений на кромке усиления шва влияет на
зону термической обработки. Отсюда понятна важность определе-
ния усталости этой зоны в условиях, когда она имеет надрезы.
Теоретический коэффициент концентрации напряжений, опреде-
ленный фотоупругим методом, составил у кромки соединения со
стыковым швом аа = 2,75 (большое усиление) и аа = 3,0 (малое
усиление).
Применяя номограмму Нейбера, выбрали три профиля с надре-
зами, чтобы получить коэффициенты аа — 1,5; 2,7 и 4,0 в образ-
цах шириной 10 мм. Надрезы были глубиной 1,5 мм и радиусом
соответственно 4; 0,76 и 0,26 мм с углом 45°. Вследствие наличия
надрезов усталостная прочность сварных пластин из низколеги-
рованной и мягкой сталей оказалась пониженной по сравнению
с основным металлом.
По мере увеличения ао значения усталостной прочности изде-
лий из мягкой и низколегированной сталей сближаются (рис. 39).
Кривые были экстраполированы за значение ао 4,0 для того,
чтобы показать, что при аа > 5,0 (рис. 40) разница в усталостной
прочности этих двух сортов стали становится меньше 3 кгс/мм2.
79
Рис. 39. Кривые выносливости ‘"сварных пла
стин с надрезом из стали [235]:
а — низколегированной (0,11% С; 0,24% S1;
1,28% Мн; 0,27% N1; 0,56% Сг; 0,30% Мо;
0,12% V; = 78,5 кгс/мм2); б — малоугле-
родистой (0,20% С; OL = 48 кгс/ммг)
ав ’
5 -
4 -
3 -
2 -
/ -
О
Рис, 40. Зависимость между теоре-
тическим коэффициентом концен-
трации напряжений и усталостной
прочностью [235] стали:
I — низколегированной; 2 —- мало-
углеродистой
Эффективным для повышения сопротивления усталости сты-
ковых соединений низколегированной 16ГНМ и среднелегирован-
ных 15ГН4М, 34ХМ, 40ХН сталей является сочетание механичес-
кой зачистки усиления шва и термической обработки, применяе-
мой для снятия сварочных остаточных напряжений и улучшения
структуры металла околошовной зоны. В этом случае соединения,
выполненные электрошлаковой сваркой, практически не уступают
основному металлу [95, 118].
А. Е. Аснис с сотрудниками производил усталостные испытания
стыковых соединений (сталь СтЗпс, б = 14 мм) при симметричном
изгибе [4]. Автоматическую сварку производили под флюсом
АН-348А проволокой Св-08А. Образцы после полного остывания
дополнительно наплавляли продольными валиками при псв =
= 34 м/ч. Из результатов испытаний (рис. 41) следует, что отпуск
при температуре 650° С не увеличивает предела выносливости.
Для сравнения на рис. 41 приведены результаты'испытаний таких
же образцов, подвергнутых по границам 'швов аргоно-дуговой
обработке [31. Эта обработка позволила повысить предел вынос-
ливости образцов на 75%. Авторы приходят к выводу, что в тех
случаях, когда применяют отпуск для сварных конструкций
из низкоуглеродистых или слаболегированных сталей (для умень-
шения опасности хрупких разрушений или предотвращения не-
желательных короблений), целесообразно не превышать темпера-
туру в 520— 550° С.
В ряде других экспериментальных исследований, и в частности,
на сферических сосудах давления, отпуск приводил к заметному
положительному эффекту (см. гл. X).
Исключительно эффективно применение поверхностного пла-
стического деформирования шва и околошовной зоны сварных со-
единений, особенно для необработанной поверхности швов [56,
105, 124]. В результате этой обработки в поверхностных слоях
металла наводятся благоприятные остаточные сжимающие напря-
жения.
Поверхностный наклеп швов на крупных образцах из соедине-
ний, выполненных электрошлаковой сваркой и не проходивших
механической и термической обработки, повысил в 2 раза их пре-
дел выносливости, который оказался равным пределу выносли-
вости образцов основного металла [90].
Использование в соединениях кипящей стали вместо спокой-
ной приводит к понижению сопротивления усталости соединений.
Так, в работе [741 отмечается, что пределы выносливости в этом
случае понизились на 14% для соединений, сваренных рутиловыми
электродами, и на 21—25% для соединений, выполненных в угле-
кислом газе.
Кроме того, кипящие стали обладают пониженным сопротивле-
нием хрупким разрушениям и в связи с этим в ответственных кон-
струкциях не применяются.
* Исследованиями ЦНИИСК им. В. А. Кучеренко и ИЭС им.
Е. О. Патона была показана возможность применения полуспокой-
ной стали в сварных конструкциях, работающих при переменных
нагрузках. Результаты этих исследований послужили основанием
действующих в настоящее время «Рекомендаций по расширению
применения полуспокойной стали в промышленности и строитель-
стве», утвержденных Госкомитетом по науке и технике.
В сварных кнструкциях следует, по-возможности, избегать
пересечения швов. В. И. Труфяков в работе [171 ] показал, что
у пластин стали М16С с пересекающимися поперечным и продоль-
ным швами (рис. 42) предел выносливости на базе 107 циклов ниже
на 29% (при симметричном цикле) и на 17% (при пульсирующем
цикле ) по сравнению с пределом выносливости аналогичных пла-
стин с поперечным стыковым швом.
6 И. В. Кудрявцев
Рис. 41. Кривые выносливости плоских образ-
цов:
/ — исходное состояние; 2 — отпуск при тем-
пературе 650* С; 3 — аргонодуговая сварка
Рис. 42. Пластина с пересекающимися швами
для испытания на усталость
81
СВАРНЫЕ НАХЛЕСТОЧНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
Нахлесточные соединения с угловыми швами имеют сравни-
тельно низкую усталостную прочность, что показано многочислен-
ными исследованиями [41, 46, 47, 111, 171, 180, 221, 223, 235].
В отличие от стыковых нахлесточные соединения имеют более
высокую концентрацию напряжений. Значения коэффициентов ао,
полученных на фотоупругих моделях с одинаковой толщиной на-
Рис. 43. Эскизы образцов соединений внахлестку для испытания на усталость
82
Таблица 11
Теоретические коэффициенты концентрации напряжений
в нахлесточных соединениях с лобовыми швами
Форма углового шва (рис. 43, б) Величина
у кромки у корня ।
Угол 30° . . 2,5 2,5
Угол 45° .... 3,5 3,5
Угол 45°, шов с непроваром 4,0 4,0
Угол 45°, шов с глубоким проваром Тангенциальный вогнутый профиль . 3,0 3,0
1,5 3,5
Нетангенциальный вогнутый профиль 3,0 4,0
Выпуклый профиль ... 4,0 4,0
кладок и основной пластины и различной формой углового шва,
приведены в табл. 11 [235].
Коэффициент концентрации напряжений ао у кромки наружной
поверхности углового шва в зависимости от профиля шва изме-
няется в пределах от 1,5 (для вогнутого профиля шва, расположен-
ного по касательной к основному листу) до 4,5 (для выпуклого
профиля).
В сводной табл. 12 даны значения предела выносливости для
нахлесточных соединений при наличии лобовых или фланговых
швов, а также комбинированных соединений с фланговыми и ло-
бовыми швами различной формы шва и дополнительными после
сварки обработками.
В табл. 13 указаны значения предела выносливости и коэффи-
циента Ка для нахлесточных соединений стали М16С (рис. 44).
Размеры сварных швов, характер их расположения, а также
геометрия соединяемых элементов существенно влияют на сопро-
тивление усталости нахлесточных соединений. Анализ данных по-
зволяет получить общее представление о сопротивлении усталост-
ному разрушению нахлесточных соединений.
Большинство образцов, результаты испытания которых здесь
рассматриваются, были изготовлены ручной дуговой сваркой. Наи-
более низкая прочность отмечается для соединений с фланговыми
швами [41, 47, 111, 171, 180, 221]. Разрушение таких соединений
в большинстве происходит по концу шва. Механическая обра-
ботка концов фланговых швов не приводит к существенному изме-
нению прочности соединения [47] и ее применение нецелесооб-
разно.
Прочность соединений с лобовыми швами несколько выше сое-
динений с фланговыми швами. На сопротивление усталости свар-
ных соединений влияет форма и размеры лобового шва [46, 47].
Введение пологих катетов угловых швов приводит к некоторому
снижению концентрации напряжений [235] и повышению уста-
6*
83
Таблица 12
Результаты испытания на выносливость сварных нахлесточных соединений
Марка стали Тип сварного нахлесточного соединения Рис. 43 Вид нагрузки Эффективный коэф- фициент концентра- ции напряжений Предел выносли- вости, кгс/мм2 на базе циклов Источник
2-10» 5-10' 10’
СтЗ С лобовыми швами: соотношение катетов 1 : 2 а) Растяжение, = +0,14 10,9 [46]
механически обработанными (соотно- шение катетов 1 : 3) Ra =-1,0 Ra = +0,14 Ra -- +0,5 6,0 11,3 17,0
механически обработанными при утолщенных накладках (соотноше- ние катетов 1 : 3,8) Ra= -1,0 Ra =+0,14 14,0 22.0
сваренными электродами УОНИ-13/45 (соотношение катетов 1 : 3) выполненными сваркой под флюсом ОСЦ-45 (соотношение катетов 1 : 3) сваренными электродами УОНИ-13/45 и механически обработанными (соот- ношение катетов 1 : 2) Растяжение, Ra - -1,0 Ra = -1,0 Ra = -1,0 2,6 3,3 1,9 10,4 8,5 13,5 [47]
Продолжение табл. 12
Марка стали Тип сварного нахлесточного соединения Рис. 43 Вид нагрузки Эффективный коэф- фициент концентра- ции напряжений Предел выносли- вости, кгс/мм2 на базе циклов Источник
2-10» 5-10» 10’
СтЗ С фланговыми швами сваренными электродами УОНИ-13/45 То же, с механически обработанны- ми швами С фланговыми и лобовыми (со сторо- ны привариваемого элемента) швами С фланговыми и лобовыми (со сторо- ны фасонки) швами ж) ж) 3) и) Растяжение, Ra = +0,14 Ra ~ +0,14 Ra F0,14 Ra = +0,14 Ra -0,5 3,5 3,2 2,2 2,5 2,5 ~8 8,6 12 10,7 6,9 [47]
10 С лобовыми швами То же, отпуск при температуре 600° С, 2 ч С лобовыми швами, упрочненными бойком с помощью пневмомолотка д) Изгиб, 2 кгс/мм2-MJmax 10,5 10,5 16,9 Опыты ЦНИИТМАШа
С фланговыми швами То же, отпуск при температуре 600° С, 2 ч С фланговыми швами, упрочненными бойком с помощью пневмомолотка е) Изгиб, 2 кгс/мм24-ошах 10,5 10,5 13,2
СтЗ С лобовыми швами з) Растяжение, Ra = -1.0 Ra — 0 2,6 2,2 5,1 10,1 [41] 1
Продолжение табл. 12
Источник [41] [171] [235]
Предел выносли- вости, кгс/мм3 на базе циклов е
о 1О LOC4 —^СЧ —' О СП СЧ 00 COr^^OOiZDCHCOt^CQ сп оо
2-10» СО О О г-, СЧ
gHHOJKBdlJEH ИНН -в<11Н0Нноя хнаиЦиф -феом унинихмафф^
Вид нагрузки go о о о 1 о 1 о 1 о "7 о 1 £ II II II II ц II II твеееее ее Растяжение, Ra = 0 Ro = +0.5 Растяжение, Rc = 0
» ‘эиа + 77 "a" o' 'е 'о 1
Тип сварного нахлесточного соединения С фланговыми швами С фланговыми и лобовыми швом То же » С лобовыми швами С фланговыми швами С лобовыми швами (отношение Ж = 4" ) То же, ti/t2 = 1 » ti/t2 = 2
Марка стали СтЗ М16С я С5 — О S Хр хр-хр-хр\р-хС> П V? ОчСх-Ф^СкФчОч со S’-1 сч CD —'COLON к ос<’-’счсч’фсчо Е ^^о^'о'ооо
86
Рис. 44. Эскизы образцов с лобовыми швами для испы-
тания на усталость
лостной прочности. Особенно эффективно
применение пологих швов в сочетании
с их механической обработкой [46, 47].
Так, Б. Н. Дучинский [47] достиг
100%-ного увеличения усталостной проч-
ности сварных образцов путем шлифова-
ния шва (1 : 3,8) до вогнутого профиля
по сравнению с треугольным профилем
(см. рис. 43, а). При этом предел вынос-
ливости соединений с накладками, прива-
ренными лобовыми швами, оказался на
уровне предела выносливости пластин
основного металла.
Однако практическое использование
этих рекомендаций затруднено вследствие
значительного увеличения ширины шва.
Кроме того, толщина накаладок была увеличена в 2 раза по сравне-
нию с требуемой по условиям прочности. В этом случае пропадает
основное преимущество сварного соединения с накладками — про-
стота его изготовления. При оценке указанного метода повыше-
ния несущей способности соединений целесообразно сопоставлять
достигаемый прочностной эффект с затратами, вызванными до-
полнительными операциями. Приварка накладок лобовыми швами
на стыковое соединение не только не усиливает сварного соедине-
Таблица 13
Пределы выносливости сварных нахлесточных соединений
из стали М16С при пульсирующем растяжении [46]
Рис. 44 Тип образца «а Предел выносли- вости на базе 2-10е циклов
кгс/мм2 %
Из основного металла . . . 1.0 20,0 100
а) С фланговыми швами . . ... 3,0 6,7 33,5
б) С лобовыми швами (соотношение ка- тетов 1:1) 2,5 8,0 40,0
в) То же (соотношение катетов 1 : 2) 2,1 9,7 48,5
г) То же и механическая обработка швов 2,0 10,2 51,0
а) Соединение встык, усиленное наклад- ками с лобовыми швами . . . 2,1 9,7 48,5
е) С лобовыми швами при утолщенных накладках и механической обра- ботке швов (соотношение кате- тов 1 : 3,8) 1.0 20,0 100
87
ния, а, напротив, вызывает значительное понижение усталостной
прочности (см. табл. 13). В комбинированных соединениях с флан-
говыми и лобовыми швами, последние способствуют более благо-
приятному распределению напряжений и повышению (на 34—50%)
предела выносливости [41,47, 180].
Вместе с тем при числе циклов до разрушения 2-10® предел
выносливости пластин, сваренных комбинированными швами,
составлял 30—45% от предела выносливости цельной пластины
[47, 180].
Высокий отпуск, примененный после сварки, не изме-
нил усталостной прочности нахлесточных соединений (см.
табл. 12).
Отмечается [235] благоприятное влияние на усталость свар-
ных соединений с лобовыми швами обработки поверхности шва
с помощью аргонной горелки и сварного прутка из мягкой стали
[235]. В этом случае в результате сглаживания профиля у кромки
углового шва уменьшилась концентрация напряжений и усталост-
ный излом сместился с кромки шва на корень.
Для нахлесточных соединений весьма эффективен поверхност-
ный наклеп, после которого усталостная прочность возрастает на
26% для соединений с фланговыми швами и на 61 % - с лобовыми
(см. рис. 43, д, е).
Несколько небольших серий испытаний образцов с фланговыми
швами позволили получить сравнительные данные, показывающие
влияние на сопротивление усталости соотношения ширины на-
кладки (или расстояния между фланговыми швами) и длины шва
(табл. 14).
Было испытано по три образца каждого типа при постоянной
амплитуде напряжения 12,6 кгс/мм2 и пульсирующем растяжении
на базе 2 • 10® циклов. При постоянном уровне переменного напря-
жения и одинаковой толщине накладки увеличение длины шва
ведет к заметному повышению числа циклов до разрушения
[111, 221].
Таблица 14
Влияние ширины накладки и длины шва на усталостные
характеристики сварного соединения с фланговыми швами
(см. рис. 43, в)
Ширина накладки В, мм Длина шва 1 мм 1/В Средняя долговечность при 103 циклах Источник
229 102 0,44 43 [111]
152 102 0,67 156 [111]
102 102 1,0 176 [111]
89 102 1,15 180 1221]
229 267 1.17 195 [111]
88
Рис. 45. Влияние толщины накладки на проч-
ность соединений внахлестку с лобовыми
швами
При постоянной же длине шва
долговечность сварных образцов
возрастает с уменьшением ширины
накладки. Для конструкторских
разработок рекомендуется [111,
221J отношение ИВ^ 1, однако
в этом предложении нет полной
уверенности ввиду ограниченности
данных, на котором основывается
эта рекомендация.
Влияние толщины накладки на усталостную прочность соеди-
нений с лобовыми швами [235 ] показано в табл. 12 и на рис. 45.
Использование в нахлесточных соединениях с угловыми швами,
работающих при переменных нагрузках, низколегированной
стали высокой прочности (либо термически обработанной кон-
струкционной стали) в большинстве случаев не давало сущест-
венного преимущества по сравнению с углеродистой конструк-
ционной сталью [111].
СВАРНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ,
ВЫПОЛНЕННЫЕ ПО ПРОКАТНОЙ ОКАЛИНЕ,
АНТИКОРРОЗИОННОМУ ГРУНТУ
И ФОСФАТИРОВАННОЙ ПОВЕРХНОСТИ
Дуговая сварка по прокатной окалине и антикоррозионному
грунту. При изготовлении некоторых сварных металлоконструк-
ций в общем объеме работ значительную часть составляют опера-
ции по подготовке металла под сварку (зачистка прокатной ока-
лины, защита места, не покрытого антикоррозионным грунтом).
Это вызвано тем, что в сварных конструкциях ответственного на-
значения запрещается использование сварки по прокатной окалине
и грунтованной поверхности. Требования по проведению указан-
ных технологических операций в ряде случаев ограничивают, за-
трудняют и удорожают производство сварных металлоконструк-
ций. Кроме того, эти требования не выполнимы из-за невозмож-
ности, в силу, например, значительных габаритных размеров изде-
лий, выполнения сварки в заводских условиях или ограничений
при транспортировании и т. д.
В ряде случаев возникает потребность осуществлять сварку
непосредственно в монтажных условиях. Часто при этом сварные
конструкции подвергают различным антикоррозионным покрытиям.
В этой связи весьма актуальными при проектировании и разра-
ботке технологии изготовления становятся вопросы оценки проч-
ности и надежности сварных конструкций при выполнении сварки
по прокатной окалине и антикоррозионному^грунту.
89
Производственный опыт и результаты ряда исследований сви-
детельствуют о возможности выполнения качественной сварки
грунтованных и окрашенных изделий, а также по металлу без
предварительного удаления с поверхности окалины и легких сле-
дов ржавчины [168, 244, 254, 284].
При изготовлении железнодорожных цистерн емкостью 60 м3
для бензина и нефти на Ждановском заводе тяжелого машино-
строения лапы и кронштейны приваривают после грунтовки
цистерн в электростатическом поле [168]. На образцах было про-
верено качество швов и соединений, выполненных автоматической
сваркой под флюсом по масляно-грифталевой грунтовке ГФ-020
толщиной 20—30 мкм, по сравнению с контрольными образцами,
зачищенными до металлического блеска. Пластины толщиной
11 мм из стали МСтЗ, имитирующие крепление лапы к котлу,
сваривали внахлестку на постоянном токе обратной полярности
под флюсом ОСЦ-45 проволокой СВ-08А.
Грунтовка ГФ-20 не оказала влияния на механические свой-
ства шва и сварных соединений. При сварке по грунтовке были
получены следующие свойства металла шва: ов 46 кгс/мм2;
от 30,6 кгс/мм2; 65 40%; 40; аи 4,7 кгмАм2 (при
t — —40° С); угол изгиба 180°.
При точечной контактной сварке кузовов и аппаратов из тон-
ких листов (толщиной около 1 мм), а также при дуговой и газовой
сварке стыковых и угловых швов стальных конструкций стремятся
применять грунтованную листовую сталь, которую можно было бы
сваривать без особых затруднений. Исследовано влияние грун-
товки различной толщины из цинковой пыли и красной окиси
железа на механические свойства сварных швов, выполненных
дуговой сваркой электродами с различными покрытиями (высо-
корутиловое, кислое, полуосновное и высокоосновное) на успо-
коенной томасовской стали с 0,10% С [201 ].
Кроме небольшой пористости при сварке угловых швов, отри-
цательного влияния грунтовки на свойства соединения не выяв-
лено. Грунтовка не снизила ударной вязкости (по Шнадту) одно-
валиковых соединений при температурах испытания 20,40 и 60° С.
Только при сварке электродами с высокорутиловым покрытием
выявлена незначительная склонность к снижению ударной вяз-
кости образцов с грунтовкой.
Точечная контактная сварка грунтованных листов толщиной
1 мм не вызывает технических затруднений. Применением электро-
проводных грунтовок достигнуто улучшение стойкости сварных
соединений против коррозии как при точечной контактной, так
и при электодуговой сварке стыковых и угловых соединений (на
листах толщиной более 2 мм).
При строительстве кораблей, мостов и других конструкций для
предотвращения коррозии на стальные листы после удаления
окалины наносят грунтовку [284]. В Англии имеются стандарты,
предусматривающие проведение анализов для количественного
90
определения ядовитых веществ в парах при сварке и резке за-
грунтованной стали, а также контрольные испытания пластин
загрунтованного металла [284]. В Японии разработана грунтовка,
обеспечивающая лучшую защиту против ржавчины, чем травя-
щая, и меньшую степень вредности, чем грунтовка, богатая цин-
ком.
В США сварку по окалине и легкой ржавчине используют в су-
достроении для уменьшения затрат на грунтовку или покупку
загрунтованных листов с последующим снятием с них грунтовки
в зоне наложения сварных швов. [244]. Несмотря на то что этот
метод не является общепринятым, сварные швы отвечают требова-
ниям всех инструкций.
Наличие окалины после прокатки понижает сопротивление
усталости металла. Прокатная окалина понижает предел выносли-
вости мягких сталей на 10 17% [111, 112, 261 ], низколегирован-
ных сталей — на 25% [235]. Низколегированная сталь с прокат-
ной окалиной имела предел выносливости на 3 кгс/мм2 ниже, чем
сталь с механически зачищенной поверхностью.
По данным ЦНИИТМАШа, наличие черной поверхности на
горячекатанных прутках и полосах стали марок СтЗ, 35 и 45 при-
вело к понижению предела выносливости при симметричном изгибе
на базе 107 циклов в пределах 15—25% по сравнению с механи-
чески обработанной поверхностью образцов круглого (диаметром
от 9 до 80 мм) или прямоугольного сечений (50x75 мм).
В работе 1188] оценено влияние способа обработки под сварку
(после прокатки, строгания, машинной кислородной резки и резки
на ножницах) на прочность при изгибе деталей металлических кон-
струкций. Тавровые образцы (высота стенки 160 мм, ширина полки
130 мм) из стали 15ХСНД выполняли автоматической сваркой.
Наибольшую прочность показали образцы с необработанными
перед сваркой кромками. Для стали толщиной 16 мм предел выно-
сливости составил о0107 --31,6 ± 2 кгс/мм2. Предел выносливости
образцов с кромками, обработанными машинной кислородной рез-
кой, составил 77% от прочности образцов с необработанными
кромками. Для образцов с кромками, полученными после резки
на ножницах, прочность составила 57% от прочности образцов
с кромками, не обработанными после прокатки. По сопротивлению
усталости образцы из стали толщиной 16 и 45 мм располагаются
в следующей последовательности в зависимости от способа обра-
ботки кромок (в порядке убывания): необработанные (покрытые
окалиной), обрезанные машинной кислородной резкой, строгание
на кромкострогальном станке, обрезанные на ножницах.
В литературе [168, 201, 244, 254, 284] освещены главным обра-
зом вопросы металлургии, технологии и техники выполнения
сварки (ручная дуговая, автоматическая под флюсом, точечная,
электронно-лучевая) по прокатной окалине и грунтованной поверх-
ности. Сведения по статической прочности и ударной вязкости
сварных соединений, выполненных по грунту, весьма ограничены.
91
Отсутствуют сведения по сопротивлению усталости соединений
сваренных по прокатной и грунтованной поверхностям.
ЦНИИТМАШем совместно с НКМЗ им. В. И. Ленина проведен
широкий комплекс исследований [124] по установлению возмож-
ности выполнения сварки по прокатной окалине и антикоррозион-
ному грунту с целью снижения затрат при изготовлении металло-
конструкций, включающий рентгенографические исследования,
изучение макроструктуры, статические испытания на растяжение
и изгиб, определение ударной вязкости (при температурах испыта-
ния 20, - 20, —40 и -60° С) и исследования усталости соединений.
Произведена сравнительная оценка несущей способности свар-
ных стыковых соединений стали 09Г2С толщиной 6 мм, выполнен-
ных электродами УОНИ-13/55, автоматической сваркой под флю-
сом и полуавтоматической сваркой в углекислом газе при различ-
ных состояниях поверхности металла (не зачищенной, очищенной
от окалины, покрытой антикоррозионным грунтом ФЛ-ОЗ-К). Со-
став грунта ФЛ-ОЗ-К (в весовых частях): лак 326—60; сурик же-
лезный 14; крон цинковый 9; тальк 9; белила цинковые 8. В каче- '
стве растворителя применяли смесь уайт-спирита с ксилолом.
Химический состав стали 09Г2С, %: 0,09С; 0,59Si; 1.60Мп;
0,028S; 0,023Р; 0,06Cr; 0,04Ni; 0,09Cu; 0,018Ti.
Пластины сваривали встык (длина шва 1300 мм) в кондукторе
в нижнем положении без разделки кромок тремя указанными спо-
собами. Пластины, предназначенные для сварки по грунту и очи-
щенные от окалины, подвергли дробеструйной обработке. Кромки
всех пластин фрезеровали. Пластины, предназначенные для сварки
по окалине, фрезеровали до полного удаления поврежденного
при разрезке слоя окалины. Толщина слоя окалины составляла
15—25 мкм. Толщина антикоррозионного слоя 25—35 мкм.
Сварку электродами УОНИ-13/55 диаметром 4 мм осущест-
вляли на постоянном токе обратной полярности (/„ 180 т-200 А;
ил = 25-т-ЗО В).
Автоматическую сварку под флюсом АН-348А выполняли сва-
рочной головкой АБС на флюсовой подушке проволокой Св-08А
диаметром 4 мм на режимах: /д = 380—400 А; /7Д = 38 В;
скорость сварки 28 м/ч; скорость подачи проволоки 43 м/ч. Сварку
в углекислом газе проводили полуавтоматом А-537 проволокой
Св-08Г2С диаметром 2 мм (7Д =• 280—300 A; = 28—30 В:
скорость подачи проволоки 172 м/ч).
Плиты после сварки термической обработке не подвергали.
Все сварные швы подвергали на НКМЗ им. В. И. Ленина
рентгеновскому просвечиванию.
Окалина и грунтовка не оказали заметного влияния на форми-
рование и макроструктуру соединений, выполненных электродами
УОНИ-13/55, автоматической сваркой под флюсом и полуавто-
матической сваркой в углекислом газе.
Испытания на разрыв образцов сечением 6X20 мм и диаметром
3 мм показали, что сталь 09Г2С обладает достаточно высокими и
92
стабильными прочностными и пластическими свойствами. Образцы
(диаметром 3 мм), вырезанные поперек направления прокатки,
имели относительное удлинение на 33% ниже и относительное
сужение на 29% ниже, чем образцы, вырезанные вдоль направле-
ния прокатки. Относительное сужение металла, определенное на
образцах сечением 6x20 мм, в поперечном направлении прокатки
оказалось на 23% ниже, чем в продольном направлении прокатки.
Стыковые соединения при различной подготовке поверхности
свариваемых кромок (на образцах шириной 20 мм) в исходном
после сварки состоянии при сохранении усиления шва по стати-
ческой прочности не уступали основному металлу (табл. 15).
Окалина и грунтовка не оказали влияния на механические свой-
ства соединений при статическом растяжении. Разрушения всех
сварных образцов с усилением шва происходило по основному
металлу вне зоны термического влияния на расстоянии 22 -48 мм
от линии сплавления.
Образцы (шириной 20 мм) из соединений, сваренных по окалине
и грунту, со снятым усилением шва при испытании на статический
изгиб показали удовлетворительные свойства (угол изгиба 180° С).
Стыковые соединения, выполненные электродами УОНИ-13/55,
под флюсом и в углекислом газе по окалине и грунту, имели высо-
кую ударную вязкость в диапазоне температур 20—60° С при
надрезе по металлу шва и зоне сплавления. Ударная вязкость
образцов сечением 6X10 мм со стандартным надрезом (тип VII
по ГОСТ 6996—66) практически оказалась такой же, как у соеди-
нений, сваренных по зачищенному от окалины металлу (рис. 46).
При самой низкой температуре испытаний (—60° С) соединения
о)
-60 -00 -20 0 20
б)
-60-00-20 0 20
6)
Рис. 46. Зависимость ударной вязкости образцов стыкового соединения стали 09Г2С,
выполненного ручной дуговой сваркой (а), автоматической под флюсом (б) и в среде СО2 (а)
от температуры испытаний:
1,2 — без окалины; 3, 4 — с окалиной; 5, б — с грунтовкой (светлые знаки — надрез по
металлу шва, темные — надрез по зоне сплавления). Для основного металла (а); 7 — про-
дольное; 8 — поперечное направление прокатки
93
Таблица 15
Результаты испытания на статическое растяжение
образцов сварных соединений стали 09Г2С
Способ сварки Состояние поверхности кромок °в- кгс/мм2 4). % %
Ручная элек- тродами УОНИ-13/55 Без окалины 50,8—51,0 51,2 60,0—63,0 61,1 28,6—31,9 29,7
С окалиной 49,6—50,3 50,1 63,0—65,7 64,4
Грунтованная 51,0—53,6 53,0 56,0—64,9 61,2
Автоматиче- ская под флюсом Без окалины 51,4—52,3 51,9 60,1—62,3 60,5
С окалиной 51,0—51,6 51,3 62,9—65,7 63,9
Грунтованная 51,0—51,6 51,3 60,0—62,2 60,5
Полуавтома- тическая в углекислом газе Без окалины 51,1—52,4 51,6 61,2—63,5 62,4
С окалиной 50,4—51,0 50,6 62,2—63,7 63,1
Грунтованная 51,1—52,3 51,6 60,2—61,4 61,0
Основной металл с окалиной Продольное направление проката 50,8—51,3 50,7 60,0—66,3 62,9
Поперечное направление проката 50,6—51,7 51.1 46,1—50,0 48,5 27,2—31,0 20,7
Примечание. В числителе даны максимальные и минимальные зна-
чения механических свойств, в знаменателе — средние значения по испытанию
трех образцов.
94
Рис. 47. Результаты испытания на выносливость
стали 09Г2С с прокатной окалиной (черные точки —
излом от клейма)
имели высокую ударную вязкость
(ант 6 кгс/см2). Образцы с надрезом
по металлу шва из соединений, выпол-
ненных сваркой под флюсом по окалине
(с самой низкой ударной вязкостью —
2,8; 3,8 и 4,1 кгс/см2 при температурах
испытания 40 и —20°С; рис. 46, б)
имели в изломе одиночные поры. Образец
с надрезом по шву, сваренному по окали-
не в углекислом газе, ударная вязкость
которого при температуре —40°С составила 3,4 кгс-м/см? (рис. 46),
имел в изломе небольшой газовый канал, идущий вдоль шва.
Ударная вязкость стали 09Г2С толщиной 6 мм в поперечном
направлении прокатки в исследуемом интервале температур
в среднем на 60% ниже, чем в продольном направлении (рис. 46).
Механическое старение (по ГОСТ 6996—66) привело к неко-
торому понижению ударной вязкости основного металла и свар-
ных соединений с надрезом по металлу шва при температуре 20° С.
Испытания на выносливость образцов (см. рис. 34, в) выполняли
[124] на машине типа ЦДМ Пу-10 при знакопостоянном растяже-
нии при постоянном нижнем напряжении цикла равном 2 кгс/мм2,
на базе 2-10® циклов. Частота нагружения составляла 1100—
1200 цикл./мин. Каждая серия испытаний состояла из 6—^образ-
цов. Всего было испытано 125 образцов. Предел выносливости
стали 09Г2С с прокатной окалиной составил 33,5 кгс/мм2 (рис. 47).
Пределы выносливсти соединений, сваренных электродами
УОНИ-13/55 по зачищенному от окалины металлу с сохраненным
усилием шва, составили 16,5—18,5 кгс/мм2 (рис. 48, а, табл. 16),
Рис. 48. Результаты испытания на выносливость образцов пластин, сваренных электро-
дами УОНИ-13/55:
а — с зачищенной прокатной окалиной; б — то же, со снятым усилением шва; в — с про-
катной окалиной; г — с грунтованной поверхностью; д — то же, со снятым усилением
шва; е — то же, поверхность шва и околошовная зона упрочнены наклепом (черные
кружки — образцы с упрочненной торцовой поверхностью, треугольники — излом от
подреза)
95
Таблица 16
Сопротивление усталости стыковых соединений стали 09Г2С
Способ сварки Состояние поверхности кромок Обработка поверхности швов Предел выносли- вости, кгс/мм2
Ручная электродами У ОНИ-13/55 Без окалины 16.5—18.5
То же Усиление снято 25,5
С окалиной 21,5
Грунтованная 21,5
То же Усиление снято 25,5
То же Наклеп пучком про- волоки 26.5
Автоматическая под флюсом Без окалины 20,5
С окалиной 19,5
Грунтованная 18,5
То же Наклеп пучком про- волоки 24,5
Полуавтоматическая в углекислом га- зе Без окалины 18,5—20,5
То же Усиление снято 24,5
С окалиной 14,5-15,5
То же Усиление снято 24,5
Грунтованная 15,5
То же Наклеп пучком про- волоки 25,5
| Основной металл С окалиной 33,5
96
кгс/мм2
Рис. 49. Результаты испыта-
ния на выносливость образ-
цов пластин, сваренных авто-
матической сваркой под флю-
сом:
а — с зачищенной прокатной
окалиной; б — с прокатной
окалиной; в — с грунтован
ной поверхностью
0,1 0,2 Oft 0.71 2
а)
0,1 0,2 OftOJI 2
6)
что на 45—50% ниже предела выносливости основного металла
с окалиной. Ручная дуговая сварка по окалине и грунту не пони-
зила сопротивления усталости соединений Предел выносливости
в этом случае составил 21,5 кгс/мм2 (рис. 48, в, г).
Соединения, выполненные автоматизированными способами
сварки по зачищенному от окалины металлу, имели сопротивление
усталости несколько выше, чем соединения, сваренные вручную.
Автоматическая сварка под флюсом по окалине и грунту мало
изменила сопротивление усталости соединений по отношению
к соединениям с зачищенными перед сваркой кромками (рис. 49).
При полуавтоматической сварке в углекслом газе по окалине и
грунту получены более низкие значения пределов выносливости
(14,5—15,5 кгс/мма, рис. 50, б, в), чем для аналогичных соедине-
ний, сваренных электродами У ОНИ-13/55 и под флюсом (см.
табл. 16).
Рис. 50. Результаты испытания на выносливость образцов пластин, сваренных в среде СО2:
а — с зачищенной прокатной окалиной; б — с прокатной окалиной; в — с грунтованной
поверхностью; г — то же, поверхность шва и околошовная зона упрочнены наклепом
(черные точки — образцы со снятым усилением шва, излом от подреза)
7 И. В. Кудрявцев
97
В усталостных образцах после вырезки из сваренных встык
пластин остаточные напряжения отсутствуют. Поэтому определяю-
щим фактором в снижении сопротивления усталости этих образцов
является концентрация напряжений, создаваемая формой усиле-
ния шва. Этот фактор перекрывает влияние технологических
факторов, связанных с особенностями выполнения соединения
(способ сварки, состояние поверхности под сварку).
При автоматической сварке под флюсом высота и ширина уси-
ления изменяются по длине шва незначительно, а при ручной
сварке, и особенно в углекислом газе, эти параметры существенно
изменяются. По-видимому, этим объясняется несколько большее
снижение усталостной прочности соединений, сваренных в угле-
кислом газе, по сравнению с другими способами сварки.
Выносливость и долговечность соединений заметно возрастают
при удалении усиления шва, являющегося сильным концентратом
напряжений (для сварного соединения с удаленной окалиной Ко =
= 1,5).
С целью выделения влияния на сопротивление усталости соеди-
нений технологических факторов в образцах четырех серий было
удалено усиление шва. Предел выносливости соединений со сня-
тым усилениемшва, сваренных электродами УОНИ-13/55 по грунту
находился на том же уровне (25,5 кгс/мм2), что и для соединений
с удаленной окалиной и составлял 76% от предела выносливости
основного металла. Почти такое же (24,5 кгс/мм2) сопротивление
усталости имели соединения со снятым усилением шва, сваренные
в углекислом газе по прокатной окалине и без нее (см. {табл. 16).
Предел выносливости соединений, сваренных по грунту элек-
тродами УОНИ-13/55 с поверхностью упрочненными многобой-
ковым устройством необработанными швами и околошовной зо-
ной, оказался равным 26,5 кгс/мм2, что на 62% выше предела вы-
носливости сварных соединений с удаленной прокатной окалиной
и составляет 79% от предела выносливости основного металла
(см. табл. 16).
Поверхностный наклеп шва соединений, сваренных в углекис-
лом газе по грунтованной поверхности, повысил усталостную проч-
ность на 65% (предел выносливости 25,5 кгс/мм2), доведя ее до
наиболее высоких значений, полученных для соединений сварен-
ных электродами УОНИ-13/55.
Все образцы исследованных соединений в исходном после
сварки состоянии с сохраненным усилением шва при испытании
на выносливость разрушались по границе шва (рис. 51, а). В боль-
шинстве случаев трещина усталости, зарождаясь на поверхности,
охватывала всю ширину образца. В отдельных случаях очаги
усталости имели локальный характер и возникали в месте резкого
изменения ширины шва по длине стыка (рис. 52) от подреза
(рис. 53), от местного наплыва (выступа) по ширине шва
(рис. 54, а), от границы шва в месте углубления поверхностного
рельефа шва (рис. 54, б).
98
Рис. 52. Поверхности излома образца
с очагом усталости в месте резкого
изменения ширины шва, сваренного
электродами УОНИ-13/55 по кром»
кам, зачишенным от окалины
Рис. 53. гПоверхности излома образца
соединения, сваренного под флюсом по
грунтованным кромкам, с очагомДуста-
лости от подреза
Рис. 51. Расположение усталостной тре-
щины в образце соединения, выполненного
по окалине автоматической сваркой под
флюсом (а) и поверхности излома (б)
Рис. 54. Поверхности излома образцов соединений, сваренных в среде СО2 по зачищенным
(а) и грунтованным (б) кромкам
В образцах со снятым усилением шва изломы происходили
в основном по зоне сплавления. Пять образцов соединений, выпол-
ненных автоматической сваркой под флюсом по окалине (со сня-
тым усилением шва), прошед-
ших без повреждений базу испы-
таний, при статическом растя-
жении разрушались по основ-
ному металлу на расстоянии
26—39 мм от линии сплавления.
Рис. 55. Результаты испытания на вынос-
ливость четырехточечных двухрядных со-
единений (двух листов толщиной 6 мм) вна-
хлестку, выполненных точечной сваркой
[147] по:
1 — зачищенной поверхности; 2 - окалине;
3 — фосфатированной поверхности
£ тс
7*
99
Разрушение упрочненных образцов происходило по границе шва,
по околошовной зоне вблизи границы шва и в шести случаях
по основному металлу на расстоянии 15—53 мм от границы шва.
Каждый образец, выдержавший 2-10® циклов нагрузки, затем
испытывали статически до разрушения, чтобы подтвердить, что
усталостных трещин, по крайней мере, макроскопических не обра-
зовалось. Все изломы оказались вязкими и проходили по основ-
ному металлу на расстоянии 26 45 мм от границы шва.
Сварку по грунту ФЛ-03- К толщиной не более 35 мкм и по сухой
окалине толщиной до 25 мкм со следами ржавчины можно считать
допустимой, так как в этом случае обеспечивается статическая и
усталостная прочность стыковых соединений стали 09Г2С толщи-
ной 6 мм на уровне соединений с зачищенными кромками.
Контактная сварка по прокатной окалине и фосфатированной
поверхности. В краностроении и других отраслях машинострое-
ния перспективным является применение листовой горячеката-
ной стали, предварительно очищенной от окалины дробеструй- ,
ной обработкой или травлением с нанесением защитной фосфатной
пленки, замедляющей коррозию металла и способствующей луч-
шему сцеплению краски [147, 153].
В работе [147] описано исследование статической и усталост-
ной прочности соединений внахлестку, выполненных контактной
точечной сваркой на листовой горячекатаной стали ВСтЗ толщиной
5 и 6 мм кипящей плавки с нанесением фосфатной пленки. Окалину
с поверхности металла перед фосфатированием удаляли травле-
нием или дробеструйной обработкой. Метод удаления прокатной
окалины на качество сварки не влиял. Фосфатирующий раствор
имел следующий состав: 14 г/л монофосфатного цинка; 28 г/л
азотнокислого натрия; 0,06 г/л окиси меди или углекислой меди.
Рабочая температура раствора была 50—55° С. Экспериментально
были установлены оптимальная толщина фосфатной пленки и ре-
жимы контактной сварки.
На рис. 55 приведены результаты испытаний четырехточечных
двухрядных соединений, выполненных точечной сваркой, на стали
с различным состоянием поверхности, при знакопостоянном растя-
жении (Ra = 0,3). Усталостная прочность соединений при 1,2 X
X 10® циклов для стали с окалиной, а также с фосфатированной
поверхностью на 20% ниже, чем для соединений из стали с очи-
щенной поверхностью.
ГЛАВА СОПРОТИВЛЕНИЕ УСТАЛОСТИ
кт СВАРНЫХ ТАВРОВЫХ СОЕДИНЕНИЙ
V1 И СОЕДИНЕНИЙ С ПРИСОЕДИНЕННЫМИ
ЭЛЕМЕНТАМИ
Большое место в судостроении, реакторостроении,
транспортном машиностроении и других отраслях отводится свар-
ным соединениям втавр. Помимо этой главы, усталостная прочность
сварных тавровых соединений освещается также в гл. VIII при
рассмотрении балочных и рамных элементов сварных металлокон-
струкций.
В сварных конструкциях машин и сооружений находят широ-
кое применение несущие элементы с различного рода приваренными
конструктивными и связующими элементами (косынки, ребра,
соединительные планки, накладки и пр.). Приварка указанных
элементов часто может привести к значительному понижению
сопротивления усталости основных несущих элементов конструк-
ций.
СВАРНЫЕ ТАВРОВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
Втавр соединяют элементы, расположенные во взаимно перпен-
дикулярных направлениях. Конструктивные формы сопряжений
соединяемых втавр элементов в зависимости от толщины металла
и способа сварки могут быть односторонние и двусторонние без
скоса и с частичным скосом кромок, с односторонними и двусто-
ронними разделками кромок.
По сравнению со стыковым соединение втавр отличается более
значительными изменениями формы. Поэтому тавровые соединения
характеризуются большим искажением силового потока, а следо-
вательно, и более высокой концентрацией напряжений.
По характеристикам усталостной прочности тавровые соеди-
нения существенно уступают стыковым (рис. 56).
Сопротивление усталости тавровых соединений существенно
зависит от глубины проплавления (табл. 17, табл. 18).
При отсутствии подготовки кромок и проплавления по толщине
соединяемого втавр элемента (рис. 57, а, б, г, з, н, с) коэффициенты
Ка изменяются в пределах 2,0—4,5 1106, 251], а теоретический
101
Рис. 56. Сопоставление прочности при
пульсирующем растяжении стыковых (а)
и тавровых (б) соединений стали St. 52
(ав—53,3 кгс/мм2) [данные Мельхарда]
коэффициент ао достигает
3,4—5,0 [126, 265]; непровар
в корневой части шва приво-
дит к заметному снижению
усталостной прочности тавро-
вых соединений [15, 251,
256, 265].
Для соединений втавр
с малой глубиной проплавле-
ния менее прочным является
сечение по сварному шву.
Соединения (рис. 57, в, д,
е, к, о) с разделкой кромок
" 500 5000 юооо 565000 ыоь 2Wb N элементов и при наличии глу-
бокого проплавления харак-
теризуются коэффициентами концентрации напряжений Ка —
= 1ч-1,7 [106, 251] При наличии полного проплавления (в эле-
ментах с разделкой кромок) сопротивление усталости соедине-
ний втавр повышается на 17—77% [15, 106] по сравнению
с соединениями без подготовки кромок В отдельных случаях,
при тщательном выполнении сварки со сквозным проплавле-
нием, достигали повышения предела выносливости в 2,5—4
раза [251, 265].
Прочность тавровых соединений, помимо технологических
факторов, определяется рациональным выбором формы и размера
швов в зависимости от характера и направления действующих
усилий.
Соблюдение обязательного обеспечения полного проплавления
усложняет сварку, в особенности для больших толщин металла,
и удорожает изготовление конструкций. Кроме того, требование
обязательной подготовки кромок примыкаемых элементов не
всегда является обоснованным [134].
В случае неудобного выполнения сварки с полным проплавле-
нием могут иметь место случайные непровары, влияние которых
трудно учитывать при оценке прочности и которые могут сущест-
венно понизить работоспособность соединения. В то же время за-
ранее предусмотренный конструктивный непровар облегчает ка-
чественное выполнение шва и не отражается на работоспособности
соединения, поскольку он учитывается при расчете. В этой связи
известный интерес представляют работы по исследованию возмож-
ности допущения непровара в тавровых соединениях, работающих
в условиях циклического приложения нагрузок, НИИ мостов
[190] экспериментально определял допустимый непровар в соеди-
102
нениях без скоса кромок, без потери равнопрочное™ соединений
с основным металлом. Сравнительные испытания сварных образцов
(рис. 57, м) из стали СтЗ толщиной 10—12 мм, выполненных руч-
ной и автоматической сваркой, проводили на 50-тонном пульсаторе
при максимальном напряжении цикла 14 и минимальном 1 кгс/мм2.
Затем образцы сравнивали между собой по количеству выдержан-
ных циклов нагрузки.
Рис. 57. Эскизы образцов тавровых соединений для испытания на усталость при растя-
жении-сжатии
103
Таблица 17
Сопротивление усталости тавровых соединений
при растяжении-сжатии
Марка стали Тип соединения Эскизы по рис. Б7 «с °rk- кгс/мм2 Источ- ник
Малоугле- родистая Выполнено ручной дуговой сваркой со сквозным непрова- ром Выполнено автомати- ческой сваркой под флюсом (непровар 6,3 мм) Выполнено автомати- ческой сваркой под флюсом со сквоз- ным проплавлением То же, места перехо- да от шва к основ- ному металлу за- шлифованы 'е4 ч? Асимме- тричный 3,8* 6,3 * 6,3 * 12,2 * [15]
М16С Без разделки кро- мок, выполненное автоматической сваркой под флюсом в положении «в ло- дочку» С разделкой кромок То же С разделкой кромок и дополнительной местной механиче- ской обработкой г) д) е) ж) 0 0 0 0 2,0 1,6 1,7 1,0 11,8 14,6 13,8 23,2 [106]
St52 <ав= =53 кгс/мм2) Без разделки кро- мок, выполненное ручной дуговой сваркой со сквоз- ным непроваром С разделкой кромок, выполненное руч- ной дуговой свар- кой с полным про- плавлением н) О) -1,0 -0,5 0 —1,0 -0,5 0 2,6 1,5 1,7 8,0 9,18 12 14,2 15,7 19,5 Опыты Клеп- пеля
104
Продолжение табл. 17
Марка стали Тип соединения Эскизы по рис. 57 «О «С °rk- кгс/мм2 Источ- ник
0,1% с * Баз Без разделки кро- мок, выполненное ручной дуговой сваркой со сквоз- ным непроваром С разделкой кромок, с непроваром в кор- не шва То же, с полным проплавлением То же, при наличии подрезов у грани- цы а испытания 107 циклов; в а) «) к) л) осталы —1,0 —1,0 —1,0 —1,0 1ых случая] 2. 10» 3,5 11,5 15,5 8 циклов. [251]
Таблица 18
Результаты испытания при знакопостоянном растяжении
образцов тавровых соединений стали St37, выполненных
ручной дуговой сваркой [256]
Тип соединения по рис. 57 Напряжение цикла, кгс/мм2 «а = ° mm AM0' Место излома
ашах °mln amax
п) 10,3 10,3 10,7 10,3 2,6 2,6 2,7 2,6 Г 0,25 0,5 0,5 1,0 1,0 Без повреждения
р) (С^0) 19 2 0,1 0,14 0,15 0,13 0,14 Кромка шва
Р) (С = 20) 23,2 15,5 23,1 15,5 2,3 1,5 2,2 1.5 0,1 0,04 0,07 0,07 0,06 Кромка шва Шов Кромка шва Шов
105
При непроваре шириной 10 мм и рабочем сечении шва, равном
и большем расчетного, разрушения образцов без скоса кромок,
сваренных вручную, происходили по швам, и образцы имели наи-
меньшую долговечность. При непроваре шириной 3 мм и тех же
сечениях швов разрушения образцов (без скоса и со скосом кро-
мок), выполненных автоматической сваркой, происходили по
основному металлу у границы шва. У этих образцов разрушающие
напряжения и долговечность были выше. Непровар в 3 мм, состав-
ляющий 1/i толщины металла, не оказал влияния на сопротивле-
ние усталости образцов.
Равнопрочность тавровых соединений (с непроваренной щелью)
основному металлу при циклических нагрузках может быть до-
стигнута соответствующим увеличением катетов швов. При этом
необходимо, чтобы напряжения в рабочем сечении шва с учетом
коэффициента ао от непроваренной щели были меньше, чем напря-
жения в основном металле.
Известны работы [16, 2651, касающиеся обоснования выбора
оптимальных размеров угловых швов с точки зрения усталостной
прочности и экономичности сварных конструкций.
Заслуживает внимания выполненное в Японии исследование
[2651 по определению критических размеров швов в тавровых
соединениях мягкой стали SM41 толщиной 16 и 32 мм, при которых
разрушения от усталости переходили от корня шва к наружной
кромке при пульсирующем растяжении и пульсирующем изгибе.
Примыкаемые листы выполняли без подготовки кромок (Ь 0)
и со скосом b — 1/2S и b S (рис. 58).
Критический размер шва определяли при постоянной нагрузке
(—106 циклов). Соотношение между размером шва и долговеч-
ностью показано на рис. 59. Критический размер шва определяли
по точке пересечения двух кривых, где усталостное разрушение
должно начаться одновременно как в корне шва, так и по наруж-
ной кромке.
На рис. 60 показано, что критический размер галтели
(2S//) существенно уменьшается для образцов со скошенными
кромками. Так, для образцов толщиной 16 мм при пульсирующем
растяжении отношения 2S/t составляли 2,0 для b = 0; 1,5 для
b - 1/2S и 0,88 для b = S. Для аналогичных образцов при пуль-
Рис. 58. Типы скоса кромок пластин:
а - Ь = 0; б — b = '/sS; в — b = S
106
Рис. 59. Диаграмма, характеризующая
метод испытания для определения кри
тического размера углового шва [265]:
1 и 2 — кривые разрушения в корне
шва и по наружной кромке шва; 3 —
критический размер шва
Рис. 60. Зависимость критического размера
галтелей углового шва при различном скосе
кромок [265]:
сплошные линии — растяжение; штрихо-
вые — изгиб (светлые точки — толщина
образцов 16 мм, черные — 32 мм)
сирующем изгибе эти отношения были равны 1,0; 0,94 и 0,63.
Критические размеры галтели в образцах толщиной 32 мм были
меньше, чем у образцов толщиной 16 мм при обоих видах'нагрузки.
Образцы с угловыми швами имели большую усталостную проч-
ность при возникновении разрушения в месте соединения шва
с пластиной, чем при разрушении в корне шва. Пределы выносли-
вости соединений (при разрушениях по наружной кромке шва)
в зависимости от типа скоса и вида нагрузки составили при пуль-
сирующем растяжении 10,5 11 кгс/мм2 для образцов толщиной
16 мм и 9 кгс/мм2 для образцов толщиной 32 мм (табл. 19), в то
время как при пульсирующем изгибе (рис. 62, г) пределы выносли-
вости составляли 22 кгс/мм2 независимо от толщины образцов
(табл. 20)
С помощью фотоупругого метода определены коэффициенты
ас в корне шва (рис. 61). Щель, соответствующая зазору между
Рис. 61. Концентрация напряжений в корне углового шва таврового соединения без скоса
кромок [265]:
а — растяжение; б — изгиб (черные точки — толщина образцов 16 мм; светлые — 32 мм.
Ь - 0)
107
Таблица 19
Усталостная прочность образцов тавровых соединений
при пульсирующем растяжении [265]
Тип скоса (см. ' рис. 68) Размеры шва, мм Толщина пласти- ны, мм У сталостная прочность, кгс/мм1, при 2-10“ циклов Характер расположения трещины
» S
6 = 0 0 10 16 7,0 От корня шва
0 25 32 5,5 То же
0 18 16 11,0 От кромки шва
0 30 32 9,0 То же
6 = 1/2S 4,5 9 16 6,7 От корня шва
9 18 32 5,0 То же
7 14 16 10,5 От кромки шва
14 28 32 9,0 То же
6=8 5 5 16 10,5 От корня шва
10 10 32 7,4 То же
7 7 16 11,0 От кромки шва
14 14 32 9,0 То же
свариваемыми кромками, надрезана пилой. Радиус в вершине и
ширина щели были постоянны (0,25 мм), а длина щели и размер
галтели менялись. Из результатов испытаний [265] следует, что
в случае растяжения чем меньше отношение dr, тем меньше коэф-
фициент ао, и чем больше г/2 (Ь ф- h), тем меньше коэффициент аа.
При растяжении коэффициент аа выше для образцов толщиной
32 мм, чем для образцов толщиной 16 мм. При изгибе существенной
Таблица 20
Усталостная прочность образцов тавровых соединений
при пульсирующем изгибе [265]
Тип скоса (см. рис. 58) Размеры шва, мм Толщина пластины, мм Усталостная прочность, кгс/мм2, при 2-10® циклов Характер расположения трещины
ъ S
6=0 0 0 6 12 16 32 8,9 11,6 От корня шва
6 = 1/2S 2.5 5 5 10 16 32 7,6 9,6
4,5 9,0 9 18 16 32 22,0 22,0 От кромки шва
6=8 7 14 7 14 16 32 22,0 22,0
108
Таблица 21
Значения критических размеров галтелей угловых швов
в тавровых соединениях
Образец Толщина пластины мм Вид нагрузки Критический размер галтели jzs/# Источник
Крестообразный 15—12,7 Пульсирующее растяжение 1,7—1,8 [280]
16 2,0 [265]
32 1,75 1265]
Т-образный 45 Переменный из- гиб 0,56—1,1 Тум и Эркер
16 Пульсирующий изгиб 1,0 [265]
32 0,81 [265]
разницы в величине аа между образцами разных размеров не
наблюдается.
В табл. 21 приведены значения критических размеров галтелей
швов угловых соединений с нескошенными кромками (в виде
соотношения 2S/t при b = 0), при которых усталостные разруше-
ния переходят от корневой части шва к наружной кромке [265,
[280 J.
В соединениях без скоса кромок для обеспечения разрушения
по месту соединения шва с пластиной требуются слишком большие
катеты швов, что является не экономичным и может привести
к значительным деформациям. В то же время получение полного
провара при больших толщинах листов усложняет сварку и удо-
рожает изготовление сварных конструкций. Наиболее рациональ-
ным в тавровых соединениях при больших толщинах следует счи-
тать применение частичного скоса кромок с сохранением непро-
варенной щели, отрицательное влияние которой может быть ском-
пенсировано повышенной прочностью сварных швов.
Наличие значительного непровара в крестовых образцах стали
СтЗ (щель шириной 20 мм, что составляет 50% от толщины листов)
не сказалось на понижении их несущей способности при перемен-
ном изгибе (табл. 22, рис. 62, б) и статическом растяжении [115].
Предел выносливости оказался для образцов с непроверенной
щелью (Oj = 12,8 кгс/мм2, рис. 63) выше, чем для образцов
с полным проплавлением (o_i = 9,8 кгс/мм2, рис. 64).
109
Рис. 62. Образцы тавровых
соединений, передающие
изгибающий момент
Таблица 22
Сопротивление усталости тавровых соединений при изгибе
Марка стали Тик соединения Эскиз по рис. 62 ко «а ark- кгс/мм2 Источ- ник
СтЗ С разделкой кромок, выпол- ненное ручной дуговой свар- кой с полным проплавлением. Механическая обработка пе- рехода шва к основному ме- таллу — резцом и зачистка напильником 7? = 64-7 мм, отпуск при температуре 620° С, 3 ч а) —1,0 1,8 9,8* [115]
Со скосом кромок, выполнен- ное ручной дуговой сваркой со сквозным непроваром 20 мм, составляющим х/2 толщины листа. Механическая обра- ботка перехода шва к основ- ному металлу — резцом и за- чистка напильником 7? = б4- 7 мм, отпуск при температуре 620° С, 3 ч 6) —1,0 1,4 12,8*
Впритык с К-образной раздел- кой, выполненное ручной ду- говой сваркой То же, швы зачищены абра- зивным кругом То же, швы и околошовная зона обработаны многобойко- вым упрочнителем * База испытаний 10" циклов. * * База испытаний 107 циклов. в) —1,0 10,5 ** 11,5** 18,5 ** [86]
ПО
Усталостная прочность угловых швов (как продольных, так
и поперечных), несущих нагрузки, в общем намного ниже усталост-
ной прочности швов, не несущих нагрузки.
Так, предел выносливости соединений стали СтЗ толщиной
40 мм с приваренными втавр элементами (рис. 65, к, табл. 25)
при симметричном изгибе (на базе 106 циклов) составил 13,5 кгс/мм2
[115]. Аналогичные же образцы крестообразного соединения
с разрезным силовым элементом (угловые швы несут нагрузку;
см. рис. 62, а, табл. 22) имели предел выносливости 9,8 кгс/мм2,
т. е. на 28% ниже.
Рис. ^63*"1Макроструктура2поперечного сечения крестового соединения с непроварен-
ной щелью, равной 20 мм
111
Рис. 64- Макроструктура поперечного сечения крестового соединения со сквозным
проплавлением
В сварных конструкциях подвижного состава часто исполь-
зуют «угловые швы (односторонние или двусторонние, с разделкой
кромок или без нее). Проведены испытания [741 на усталость
угловых соединений различных типов при одном уровне нагрузок
для каждого типа образца (табл. 23). Наиболее низкую усталост-
ную прочность имели образцы типа 1 с односторонними угловыми
швами без подготовки кромок. Из десяти образцов типа 2 пять
разрушились по шву с разделкой кромок и пять — по шву без
разделки. Однако площадь сечения шва без разделки кромок со-
ставляет 60% площади сечения шва с разделкой. Следовательно,
применение двусторонних швов без разделки кромок в данном
случае целесообразнее, чем односторонних с разделкой.
Более стабильными были результаты испытания образцов типа 3
(с обратной подваркой шва). У этих образцов по сравнению с образ-
цами типа 1 и 2 значительно возросла долговечность. Хорошие
усталостные характеристики получены также для образцов типа 4.
Механическая обработка, обеспечивающая плавное сопряже-
ние шва с основным металлом, в ряде случаев [15, 106] приводила
112
к существенному (на 58—93%) повышению предела выносливости
при растяжении-сжатии тавровых соединений. Вместе с тем в ра-
боте [86] показано, что зачистка шва абразивным кругом повысила
предел выносливости при симметричном изгибе соединений втавр
всего на 10%.
Исключительно эффективным для повышения усталостной проч-
ности тавровых соединений является применение поверхностного на-
клепа швов, обеспечивающего надежные и стабильные результаты.
Так, предел выносливости сварных пластин (рис. 62, в), имити-
рующих приварку лопастей к ободу дымососа, в результате наклепа
необработанной поверхности шва и околошовной зоны повысился
на 85% [86]. После поверхностного упрочнения образцов трещины
усталости перешли на основной металл за околошовную зону.
Рис. 65. Образцы с присоединенными элементами для испытания на усталость
8 И. В. Кудрявцев
113
Таблица 23
Результаты испытания на усталость при асимметричном растяжении образцов
с различными видами сварных угловых швов [74]
№
серии
Тип образца Напряжение цикла, кгс/мм2 Число циклов до разрушения
amln CTmax
СО
В каждой серии восемь—десять образцов.
1
2
3
4
СВАРНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ С [ПРИСОЕДИНЕННЫМИ
КОНСТРУКТИВНЫМИ И СВЯЗУЮЩИМИ ЭЛЕМЕНТАМИ
Усталостная прочность основных несущих элементов может
существенно понижаться вследствие присоединения к ним различ-
ных конструктивных и связующих элементов (косынок, ребер,
соединительных планок, накладок и пр.). В таких случаях свар-
ные швы, находящиеся на напряженной детали, не передают на
нее нагрузку, но в месте обрыва приваренного элемента создается
значительная концентрация напряжений. Конструктивные и свя-
зующие элементы можно приваривать внахлестку угловыми, ло-
бовыми и фланговыми швами, втавр угловыми поперечными и про-
дольными швами, а также стыковыми швами впритык к кромкам
листовых элементов.
Для наиболее характерных типов соединений с приваренными
элементами в табл. 24 и 25 приведены значения пределов выносли-
вости и экффективных коэффициентов концентрации напряжений
(рис. 66).
114
Рис. 66. Образцы с присоединенными элементами для испытания на усталость
8*
115
Таблица 24
ст.
Сопротивление усталости соединений с приваренными элементами при растяжении-сжатии
Марка стали Тип соединения Эскизы по рис. 66 *+ °rk- кгс/мм2 Источник
СтЗкп С накладкой, приваренной лобовы- ми швами внахлестку а) — 1,0 2,0 6,6 [41]
СтЗсп С накладкой, приваренной фланговы- ми швами внахлестку б) — 1,0 3.0 5,3 9,3
СтЗсп С накладкой, приваренной лобовы- ми швами внахлестку в) —1,0 1,5 9,6
СтЗсп С накладкой, приваренной встык по кромке е) — 1,0 0 2,9 5,5 11,6
СтЗ С поперечным ребром, приваренным угловыми швами с одной стороны ручной дуговой сваркой То же, выполнено полуавтомати- ческой сваркой под флюсом с выво- дом шва на планки <5) +0,14 +0,14 1,9 1,7 13,5 15 [46]
СтЗ С поперечными ребрами, приварен- ными угловыми швами с двух сто- рон ручной дуговой сваркой То же, выполнено полуавтоматиче- ской сваркой под флюсом с выводом шва на планки е) +0,14 +0,14 1,9 1,7 13,5 15 [46]
Продолжение табл. 24
Марка стали Тип соединения Эскизы по рис. 66 х0 °rk' кгс/мм2 Источник
СтЗ С прикреплением фасонок встык к кромкам пластин, обработанных га- зовой машинной резкой (по концам фасонок наплавлены носики, кото- рые затем обработаны наждачным кругом R = 65 мм) ж) +0.14 1,6 15,5 [46]
СтЗ С прикреплением фасонок продоль- ными угловыми швами (по концам фасонок наплавлены носики, кото- рые затем обработаны наждачным кругом R — 65 мм) з) +0,1 1,1 19,5 [46]
St52 (сгв = 53 кгс/мм2) С поперечным ребром, приваренным с одной стороны угловыми швами (после сварки правка в холодном состоянии) и) -1,0 —0,5 0 15,2 18 25 Опыты Клеппеля
BS15 (0,19% С; сгв = 45 кгс/мм2) С продольными ребрами, приварен- ными с двух сторон угловыми швами К) О_ in о 1 1 + 1,25-5 2,8 0-5 5 5,0—10,0 [221]
co
Продолжение табл. 24
Марка стали Тип соединения Эскизы по рис. 66 «а ark' кгс/мм* Источник
St37 (ав = 43 кгс/мм2) С поперечным ребром, приваренным с одной стороны угловым швом после зашлифовки л) 0 20-22 Данные Фолькхорда
То же, без обработки швов 0 18—21
С поперечными ребрами, приварен- ными с двух сторон угловыми швами после зашлифовки м) 0 19—21
То же, без обработки швов 0 16—18
С продольными ребрами, приварен- ными с двух сторон угловыми шва- ми после зашлифовки (нагрузка пе- редается через основной элемент) н) 0 20.5
То же, без обработки швов . 0 17,5
С продольными ребрами, приварен- ными с двух сторон угловыми шва- ми, без их механической обработки (нагрузка передается через основ- ной и присоединенные элементы) О) 0 18,5
11523.1 (<тв = 52 кгс/мм2) по стандарту ЧССР С поперечным ребром, приваренным угловыми швами с одной стороны С продольным ребром, приварен- ным швами с одной стороны п) р) 1 кгс/мм2+атах 15,5 кгс/мм2-ь<ттах 1 кгс/мм2-т-атах 15,5 кгс/мм2 -г сгтах 10,52:9,5 19,02:4,0 5,52:4,5+ +6,52:5,5 19,5—4,5 [232]
<о
Продолжение табл. 24
Марка стали Тип соединения Эскизы ПО рис. 66 Ко кгс/мм2 Источник
Малоуглеродистая Пластина основного металла, имею- щая форму сварных образцов С накладкой, приваренной встык по кромке (плавный переход от наклад- ки к основному элементу, R = — 50 мм) То же, по концам шва деконцентра- торы с R — 10 мм С накладкой, приваренной встык по кромке с) т) Ф) 0 0 0 17 И 11,8 7,8 [267]
0,1% С С поперечным ребром, приваренным угловыми швами То же, швы упрочнены пучком про- волоки С поперечным ребром, приваренным угловыми швами То же, швы упрочнены пучком про- волоки х) -1,0 -1,0 0 0 13,5 * 15 * 20 * 25 * [251]
BS15 0,19% С С поперечными ребрами, приварен- ными с двух сторон угловыми шва- ми То же, швы упрочнены поверхно- стным наклепом Ц) 0 11 [227]
0 19,2
* Пределы выносливости определены на базе 10’циклов; для всех остальных случаев база испытаний была 2-10® циклов.
Таблица 25
Сопротивление усталости соединений с приваренными элементами при изгибе
Марка стали Тип соединения Эскиз по рис. 65 erk, кгс/мм’ Источник
' СтЗ Швеллер (№ 24) с накладками, приваренными лобовыми швами То же, швы упрочнены бойком с помошыо пневмомолотка а) 8,6-5- О’ тах 8,6-i-отах 1,3 16,8 22,4 Данные ЦНИИТМАШа
Швеллер (№ 24) с накладками, приваренными фланговыми швами То же, отпуск при температуре 600° С, 2 ч То же, швы упрочнены бойком с помощью пневмомолотка б) й й й Е ЕВ ь t> t> -I- -1- -1- CD CD CD oo od oo >2,8 <8 <11,6 14
СтЗ Пластина с накладкой, приваренной лобовы- ми швами То же, швы упрочнены бойком с помощью пневмомолотка е) 0 0 — 18 ** 26 ** [76]
М16С Пластина с планками, обваренными по кон- туру Пластина с планками, приваренными фланго- выми швами Пластина с фасонками, приваренными встык г) д) е) —1,0 0 0 —1,0 0 — 3,5 * 6,8 * 5,3 * 5,2 * 10,8 * [171]
Продолжение табл. 25
Марка стали Тип соединения Эскиз по рис. 65 Ro °rk, кгс/мм’ Источник
СтЗ Пластина с накладками, установленными ря- дом с небольшим зазором, с обваркой по кон- туру То же, швы упрочнены многобойковым упроч- нителем ж) — 1.0 —1,0 — 8,5 17,5 [79]
СтЗ Образец с накладками № 1, приваренными с двух сторон (без термической обработки) То же, отпуск при температуре 600° С 2 ч То же, нормализация при температуре 860— 880° С Нормализация при температуре 860—880° С после приварки накладок Ns 1, без термиче- ской обработки после приварки накладок № 2 3) —1,0 -1,0 —1,0 —1,0 4,3 <3 * 7,5 * 9,5* <3* [85]
СтЗ Пластина с односторонним ребром, приварен- ным угловыми швами и) —1,0 0 0 1,4 14 18 (ребро на растя- нутой стороне) 29 (ребро на сжа- той стороне) [23]
СтЗ Брус с ребрами, сваренными с полным про- плавлением к) — 1,0 1,3 13,5 *** [115]

to >—* • п Пределы выносливости определены на базе 107 циклов. ♦♦ То же, на базе 2» 10*. То же, на базе 10*. римечание. Во всех остальных случаях база испытаний была 5*10* циклов.
Предел выносливости основного несущего элемента может
значительно (в 2—4 раза) понизиться в результате присоединения
к нему элемента, не передающего усилия. Сварка элементов вна-
хлестку фланговыми швами приводит к большему понижению со-
противления усталости, чем сварка лобовыми швами.
Б. Н. Дучинский в работе [46] показал, что приварка втавр
угловыми швами ребра с одной или с обеих сторон основного эле-
мента оказала меньшее влияние на предел выносливости, чем
различные способы сварки. Однако известны другие исследования
[15, 202], в которых установлено, что при растяжении-сжатии по
симметричному циклу приварка к элементу одного поперечного
ребра двумя угловыми швами понизила предел выносливости ос-
новного металла на 15 и 18%, а приварка двух ребер четырьмя
угловыми швами — на 40 и 47%.
При пульсирующем растяжении (2-10е циклов) предел вынос-
ливости для поперечных угловых швов составляет 7—16 кгс/мм2,
а для продольных 5,5—10 кгс/мм2 [224]
Стабильность сопротивления усталости соединений с фланго-
выми швами в основном связана с неизменностью высоких растя-
гивающих остаточных напряжений у концов швов. В то же время
в поперечных швах остаточные напряжения меняются в широких
пределах [278]. Концентрация напряжений существенно зависит
от плавности перехода шва к основному металлу.
Механическая обработка лобовых швов и скос накладок су-
щественно снижают величину коэффициента Кв соединения
(рис. 67).
Хорошие результаты получены на элементах, моделирующих
приварку фасонок горизонтальных связей к поясным листам
балок, а также приварку фасонок к растянутой части стенки ба-
лок и место обрыва горизонтальных ребер. Концентрацию напря-
жений в местах перехода от элемента к фасонке устраняли с по-
мощью полного провара фасонки в месте примыкания к элементу,
наплавления по концам фасонки носиков и последующей их обра-
ботки наждачным кругом
(R 65 мм) для обеспечения
плавности перехода [20,46].
Проведенные К. П. Боль-
шаковым испытания на пере-
менное растяжение сварных
элементов из стали М16С
(Н-образного сечения, высо-
Рис. 67. Зависимость эффективного
коэффициента концентрации напряже-
ний от характера механической обра-
ботки лобовых швов и накладок (опыты
Эфертца):
а « шов не обработан; б — шов обра-
ботан; в — пластина основного металла;
г и д — шов и пластина обработаны
122
той 160 мм) с фасонками, приваренными встык к кромкам
поясов с большим радиусом сопряжения (7? = 45 мм) от пояса
к фасонке, показали высокую эффективность по снижению концен-
трации напряжений. Так, долговечность по трещинообразованию
возросла в 6,5—11 раз, а по разрушению — в 5—9 раз. Влияние
остаточных напряжений в этих образцах не проявилось [21 ].
Шлифование угловых швов в местах перехода к основному
металлу в элементах с поперечными и продольными ребрами
(см. рис. 65, л, м, н) повысило предел выносливости на 11—
20%.
Наиболее эффективным средством для повышения усталости
сварных элементов с присоединенными элементами следует при-
знать применение поверхностного наклепа [76, 79, 227, 251 ].
После поверхностного упрочнения угловых швов предел вынос-
ливости пластин с приваренными ребрами при пульсиру-
ющем растяжении (см. табл. 24) повысился на 25% [251]
и 75% [227].
Приварка двух накладок, с зазором 20 мм между швами, на
пластину (см. рис. 65, ж), имитирующая узел сварной рамы те-
лежки подвижного состава, вызывает резкую концентрацию на-
пряжений и наводит высокие остаточные напряжения. В этом слу-
чае упрочняющий наклеп повышает предел выносливости при
изгибе образца (на базе 107 циклов) в 2 раза по сравнению с неу-
прочненными образцами [79].
Приварка накладок к полкам швеллера резко снижает уста-
лостную прочность элементов. Неблагоприятный эффект, вызывае-
мый приваркой накладок лобовыми швами, полностью устраняется
применением наклепа швов (см. рис. 65, а). У швеллеров с на-
кладками, приваренными фланговыми швами, наклеп повысил пре-
дел выносливости более чем на 75%, но не устранил полностью
отрицательного влияния сварки (см. рис. 65, б).
Конструкция прикрепления дополнительного поясного листа
значительно влияет на сопротивление усталости сварных балок
[20, 2491. Сравнительные испытания сварных балок двутаврового
сечения из стали СтЗ с различной конструкцией крепления
(рис. 68, а—ж) обрываемого поясного листа (без его скоса и со
скосом) проводили [20] по числу циклов до разрушения при на-
пряжении отах = 17 кгс/мм2 (Д’о 0,4—н0,5). Наиболее высо-
кую усталостную прочность имели балки без скоса листа со швами,
обработанными абразивным кругом (рис. 68, в, г, д), не получив-
шие разрушений при N 2 - 10е циклов, тогда как балки без об-
работки шва (рис. 69, а, б) разрушились. Таким образом показано
преимущество косых швов по сравнению с прямыми. Скос (не более
1:10) поясного листа (см. рис. 68, ж) заметно повышает сопротив-
ление усталости балок. В’работе [249] также показано, что пре-
дел выносливости сварных балок можно повысить использованием
различных форм концов поясных листов и наложением швов
(табл. 26).
123
Т а б л и ц а 26
Сопротивление усталости балок с различной конструкцией
прикрепления поясного листа (сталь ASTM А373 *; 0,22% С;
ов — 47 кгс/мм2) [249] при пульсирующем цикле
• ASTM Standard — Стандарт Американского общества испытания мате-
риалов.
124
Рис. 69. Варианты прикрепления поясного листа в сварных балках
Применение скоса в поясных листах (рис. 69) и механической
обработки швов приводит к снижению эффективного коэффициента
концентрации напряжений и заметно увеличивает усталостную
прочность балок из стали St37 (табл. 27).
В результате механической обработки (фрезой 7? 40 мм)
угловых швов на конус (треугольной формы) обрываемого допол-
нительного поясного листа элементов Н-образного сечения (вы-
сотой 160 мм) из стали М16С 121] относительная долговечность
образцов по трещинообразованию повысилась более чем в 1,8 раза
при пульсирующем цикле и более чем в 11 раз при симметричном
цикле. Повышение долговечности было получено при наличии
остаточных напряжений. Следовательно, при снижении концен-
трации напряжений одновременно уменьшается и вредное влияние
на выносливость соединений остаточных напряжений.
При конструировании следует стремиться, по возможности,
применять стыковые соединения листов вместо нахлесточных (см.
табл. 26 и табл. 28).
Таблица 27
Влияние различной формы концов поясных листов
на усталостные характеристики сварных балок
(опыты Фолькхарда)
Характеристика Тип балки с усилительным поясным листом (по рис. 69)
О) б) «) г)
Номинальные напряжения (кгс/мм2) в растянутом поясе балки при пуль- сирующем изгибе на базе 2 -10 ° циклов Ко ... . 10 2,7 10—12 2,5 15—16 1,8 18 1.5
125
Таблица 28
Сопротивление усталости балок с поясными листами,
сваренными встык, при пульсирующем растяжении
(сталь ASTM А 373; 0,22%\С;~ов кгс/мм2) Д249]
Тип крепления поясного 0в, кгс/мм8
листа N — 10® циклов N = 2-10* циклов
t—Г 1
24,6 13,7
1 1 24,3 13,1
. V 11 <
Таблица 29
Влияние способа вварки ребер жесткости в сварные
двутавровые балки на их усталостную прочность [202]
126
Усталостная прочность сварных двутавровых балок сущест-
венно зависит от характера расположения швов при вварке ребер
жесткости [158]. Самый низкий предел выносливости имели балки
с ребрами, приваренными к стенке и обеим полкам (табл. 29).
Наилучшие результаты получаются в том случае, если ребра не
привариваются к растянутому поясу балки, в особенности, если
дополнительно к этому еще не накладываются швы на 1/3 высоты
стенки от растянутого пояса балки.
Предел выносливости балок с вваренными ребрами жесткости
можно повысить обработкой швов и околошовной зоны поверх-
ностным наклепом. Так, в работе 1203] показано, что после дро-
беструйной обработки прерывистых швов, приваривающих
ребра жесткости, предел выносливости двутавровых прокатных
балок (высотой 254 мм) при пульсирующем изгибе на базе 2-10®
циклов возрос на 30% по сравнению с балками с неупрочненными
швами.
ГЛАВА СОПРОТИВЛЕНИЕ УСТАЛОСТИ
иц СВАРНЫХ ШТУЦЕРНЫХ И ТРУБНЫХ
V 11 СОЕДИНЕНИЙ
В настоящей главе рассмотрены следующие виды
сварных соединений: а) узлы вварки в пластины штуцеров, патруб-
ков и труб; б) поперечные стыковые односторонние соединения
труб и сварные трубные колена.
СВАРНЫЕ ШТУЦЕРНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
В различных изделиях машиностроения (барабанах котлов,
сосудах давления, реакторах, газгольдерах и др.) широко исполь-
зуют вварку труб, патрубков и штуцеров в корпус изделия. При
проектировании указанных изделий важное место уделяется
оценке усталостной прочности сварных штуцерных узлов.
Способы образования штуцерного соединения, его конструкция
и последующие технологические операции существенно влияют
на несущую способность сварных конструкций. В связи с этим
в ЦНИИТМАШе было проведено экспериментальное исследование
прочности и характера разрушения моделей штуцерных соедине-
ний различных конструктивно-технологических решений при цик-
лических нагрузках [116].
При изготовлении моделей штуцерных соединений для пластин
применяли сталь 22К толщиной 115 и 65 мм (листы размером
2400x6000 мм) производства Ждановского металлургического
завода им. Ильича, для штуцеров — трубы из стали 20 диамет-
ром 140/108 и 76/56 мм.
Исследованная сталь 22К имела 0,23—0,26% С; ат = 31,5-4-
4-32,5 кгс/мм2; ов — 50-4-51,5 кгс/мм2.
Усталостную прочность штуцеров определяли на моделях,
отражающих различные конструктивно-технологические решения
(рис. 70 и 71).
По размерам сопрягаемых элементов штуцерные образцы-
модели разделяются на крупные (трубы диаметром 140/108* мм,
сочлененные с пластиной толщиной 115 мм) и малые (трубы диаме-
тром 76/56 мм, сочлененные с пластиной толщиной 65 мм).
128
Деталь крепления штуцера к пластине
Рис. 70. Пластины и крупные модели штуцерных соединений:
1 — наклепанные участки; 2 — прокатанные поверхности
В указанных моделях выражены следующие конструкции
крепления штуцера (трубы) в пластине: а) штуцер вварен в пластину
односторонним швом с неглубокой разделкой (тип III); б) при-
варной двусторонний штуцер со скосом кромок под сварку, с пря-
мым (тип IV) и косым (тип V) расположением штуцера; в) штуцер
вварен в пластину с двух сторон без полного проплавления в сред-
ней части, установленный с зазором (тип VI) и без зазора (тип VII);
г) штуцер вварен в пластину двумя валиковыми швами (тип VIII);
д) длинная труба вварена в плиту валиковым швом (тип IX);
е) длинная труба приварена к плите валиковым швом впритык без
зазора (тип X).
В штуцерных моделях пластины имели прокатанные поверх-
ности без механической обработки.
Модели штуцерных соединений сваривали электродами
УОНИ-13/55, ЦУ-3 и в среде углекислого газа, а затем исследо-
вали как в исходном после сварки состоянии без каких-либо допол-
нительных обработок, так и после применения термической,
механической обработок и упрочняющего наклепа поверхности
сварных швов.
9 И. В. Кудрявцев
129
Для уменьшения концентрации напряжений в штуцерных мо-
делях, а также обеспечения плавности сопряжения сварного шва
с основным металлом и устранения подрезов у границ шва, послед-
ний подвергали механической обработке.
В малых штуцерных образцах (тип VIII) участки перехода от
швов к основному металлу обрабатывали резцом. Радиус закругле-
ния составлял 6—7 мм. В крупных образцах (типы IV и V) поверх-
ность швов вначале обрабатывали пневматическим зубилом с за-
кругленной режущей кромкой, а затем дополнительно зачищали
абразивным камнем. В образцах с косым расположением штуцера
было получено плавное сопряжение от трубы к пластине по всему
периметру шва. В крупных образцах с прямым штуцером (тип IV)
усиление шва снимали незначительно, основное внимание было
уделено обработке участков перехода от шва к пластине и к трубе.
Радиус закругления в указанных местах составлял 6—7 мм.
Рис. 71. Малые модели штуцерных соединений
130
В большинстве крупных образцов с приваренными двусторонними
штуцерами (типы IV и V) наплавленный металл со стороны корня
шва зачищали заподлицо с трубой резцом или в некоторых случаях
абразивным камнем. В малых образцах (тип IV) наплавленный
металл со стороны корня шва изнутри трубы не снимали.
В крупных штуцерах (тип VI и VII) поверхность швов обраба-
тывали с большим радиусом закругления, что обеспечило плавное
сопряжение от пластины к трубе. В крупных образцах (тип IV)
поверхность швов обрабатывали в местах перехода от шва к пла-
стине и трубе пневматическим молотком, имевшим в качестве
инструмента боек со сферической рабочей частью. В малых же
образцах (тип IX) местной обработке бойком подвергали лишь
границу шва со стороны трубы.
В результате упрочнения поверхности шва в металле возни-
кали сжимающие остаточные напряжения и поверхностный слой
приобретал повышенную твердость.
Испытания на выносливость моделей штуцерных соединений
и пластин основного металла (типы I—VIII) выполняли па резо-
нансных машинах конструкции ЦНИИТМАШа типа УП-200
(крупные модели) и типа УП-50 (малые модели). Оценивали проч-
ность этих моделей при плоском изгибе по симметричному циклу
и условии нагружения пластины, в которую вварен штуцер.
При испытаниях крупных образцов частота вынужденных
колебаний составляла от 1000 до 1280 в минуту, малых штуцерных
образцов — от 1700 до 2600 кол/мин.
Испытания на выносливость консольных труб, вваренных
в плиту (модель типа IX и X), проводили на машине типа ЧУМ-70
конструкции ЦНИИТМАШа при одновременном нагружении
четырех труб симметричным изгибом с частотой 750 кол/мин.
Вследствие сложности формы исследуемых штуцерных узлов
и разнообразного характера их разрушения при циклических
нагрузках трудно установить величины разрушающих напряже
ний и сопоставить работоспособность штуцеров. Поэтому оценку
несущей способности моделей соединений в данном случае правиль-
нее вести по величине амплитуды изгибающего момента.
Выносливость малых штуцерных моделей определяли обычным
методом испытаний на пяти-шести образцах. Затем строили кривые
усталости и для каждой серии образцов устанавливали величину
амплитуды изгибающего момента, соответствующую пределу выно-
сливости на базе 10® циклов. Выносливость крупных моделей
определяли по испытанию для каждой серии трех образцов мето-
дом последовательного ступенчатого увеличения нагрузки через
каждые 10® циклов до появления первой усталостной трещины.
Результаты испытаний приведены на рис. 72 в виде диаграмм
в координатах амплитуда изгибающего момента — число циклов
нагружения.
Прочность каждой конструкции штуцерного узла оценивали
по средней амплитуде максимального разрушающего изгибающего
9;
131
СерияЗ
2
I I
/
Серия k
-4 2

10s 2-Ю6 3-106 N '/10s
Рис. 72. Результаты испытаний на выносливость крупных моделей штуцерных
соединений (обозначения серий испытаний указаны в табл. 30)
момента при ступенчатом нагружении (табл. 30). Прочность круп-
ных моделей (серии № 3 и 4) в исходном после сварки состоянии
оказалась на 16—18% ниже прочности пластины с отверстием
(серия № 2). Сопротивление усталости крупных моделей с привар-
ными штуцерами (тип IV) возрастает в результате применения
после сварки различных технологических операций. Так, после
высокого отпуска усталостная прочность образцов с необработан-
ной поверхностью шва (серия № 5) повысилась на 44%. Для
отпущенных образцов с поверхностью шва, обработанной абразив-
ным камнем, усталостная прочность оказалась несколько пони-
женной по сравнению с усталостной прочностью отпущенных
образцов с необработанной поверхностью шва (серии № 5 и 6).
Усталостная прочность снизилась, несмотря на то что в образ-
цах с зачищенными швами было обеспечено более плавное сопря-
жение от усиления шва к основному металлу, вследствие чего была
уменьшена концентрация напряжений, вызванная формой шва.
132
Результаты испытания на выносливость крупных моделей сварных штуцерных соединений
Амплитуда разрушающего изгибающего момента при ступенчатом нагружении 103 КГС’СМ 1057 ) 1189 1230 1454 J 491 1 561 561 631 । 428 1 дуд 519 / 421 ) 449 } 458 504 J 592 ) 630 1 659 665 748 J 544 1 586 1 575 595 J
Состояние поверхности шва Исходное после сварки То же Обработка пневматиче- ским зубилом и зачи- щена абразивным кам- нем
Вид термической обработки Состояние сварки То же Нет Нет Отпуск при 620° ( То же
иинеичиэи и и баз sjq* СО ю СО
Способ сварки Электродами УОНИ-13/55 Электродами УОНИ-13/55
Конструкция соединения и образцов основного металла Цельная пластина Пластина с отверстия- ми Штуцер, вваренный в пластину * односто- ронним швом с не- глубокой разделкой Приварной двусторон- ний штуцер
HL’Ofc'OH НИХ н-<
133
Продолжение табл. 30
a fc £ Е S = „ ?23 ' 684 j- 606 [ 730 f 800
Sag < го со о Р ГО^Е 55 О о р сч ^СГ. N Ю i-О О 700 § § SS 8 Г- со 00
Состояние поверхности шва Обработана бойком с по- мощью пневматическо- го молотка в местах пе- рехода к основному ме- таллу (отпуск при 620° С) Обработана пневмати- ческим зубилом и зачи- щена абразивным кам- нем Обработана резцом То же
Вид термической обработки о к Отпуск при 620° г Отпуск при 620° С Отпуск при 620u С
^инвхтчиэи ИИ(1эЭ oj\f Г- СО со о
Способ сварки Электродами УОНИ-13/55 Электродами УОНИ-13/55 Электродами ЦУ-3 В углекислом газе В углекислом газе стали СтЗ.
Конструкция соединения и образцов основного металла Приварной двусторон- ний штуцер Приварной двусторон- ний косой штуцер Штуцер, вваренный в пластину с двух сто- рон без полного про- плавления (на \/3 тол- щины пластины) Штуцер, вваренный в пластину с двух сто- рон без полного про- плавления (на 1/2 тол- щины пластины) • Пластины изготовлены из
HiraVom них IV > VI VII
134
Это следует отнести, видимо, за счет создаваемых при зачистке
абразивным камнем растягивающих остаточных напряжений,
величина которых может быть значительной.
Наибольшее повышение усталостной прочности соединения
с приварным двусторонним штуцером было достигнуто наклепом
пневматическим молотком поверхности шва в местах перехода
к основному металлу с последующим после наклепа высоким
отпуском
Усталостная прочность соединения серии № 7 повысилась
на 49% по сравнению с прочностью соединения в исходном после
сварки состоянии (серия № 4). Прочность образцов с обработан-
ными швами (серия № 7) превысила на 22% прочность пластины
с отверстием и составила 45% от прочности цельной пластины
таких же размеров. Крупные модели сварных соединений с косым
расположением штуцера относительно пластины (серия № 8)
по прочности не уступают моделям сварных соединений с прямым
штуцером (серия № 6).
Наибольшей несущей способностью при циклических нагруз-
ках обладают модели штуцеров с трубами, вваренными в пластину
с двух сторон без полного проплавления в средней части на вели-
чину 1/3 и V2 от толщины пластины (серии № 9 и 10). Прочность
указанных моделей оказалась на 30—42% выше прочности пла-
стины с отверстием (серия № 2), и составила 59—65% от прочности
цельной пластины (серия № 1).
В большинстве случаев в крупных образцах с необработанной
поверхностью шва (серии № 4 и 5) трещины усталости возникали
в местах, указанных стрелками на рис. 73, а. В образцах с обрабо-
танной поверхностью шва (серия № 6) концентрация напряжений
уменьшилась, и место расположения трещины переместилось
к диаметральному сечению пластины с приваренным штуцером
(рис. 73, б). В этих образцах разрушение начиналось не от свар-
ного шва, а с торца трубы.
Аналогичный характер разрушения был и на образцах, в кото-
рых швы подвергали местной обработке пневмомолотком (серия
№ 7). Изломы образцов с косым расположением штуцера начи-
нались от сварных швов и переходили через приваренные трубы.
В образцах со штуцером, вваренным в пластину с двух сторон без
полного проплавления, изломы усталости также проходили по
трубам (рис. 74).
Очаги разрушения у болыпиства образцов с необработанной
поверхностью швов (серии № 4 и 5) располагались на поверхности
пластины в местах перехода от шва к основному металлу. Трещины
усталости распространялись в глубь образца в виде концентри-
ческих линий.
При наличии сварочных дефектов в корне шва или незачищен-
ной изнутри трубы корневой части шва в крупных образцах
с приварными двусторонними штуцерами отмечалось расположе-
ние очагов усталостного разрушения от корневой части шва.
135
Рис. 73. Характер усталостного разрушения крупных штуце-
ров (тип IV) с необработанной (о) и обработанной (б) поверх-
ностями шва (стрелками указаны очаги разрушения)
136
Рис. 74. Характер усталостного излома крупной модели соединения со штуцером, вва-
ренным в пластину без полного проплавления в средней части (тип VI)
Во всех случаях излом образцов с приваренными двусторон-
ними штуцерами и со штуцером, вваренным в пластину с двух
сторон без полного проплавления, проходил по трубе.
Испытания на выносливость малых штуцерных образцов
(табл. 31) также показали, что технологические операции (высокий
отпуск и механическая обработка поверхности швов), применяе-
мые после сварки, приводят к повышению усталостной прочности
образцов на 15 и 24% (серии № 17 и 13).
Наибольшее повышение усталостной прочности (на 41 и 50%)
сварных штуцеров дает механическая обработка швов в сочетании
с высоким отпуском (серии № 18 и 14). Сварные образцы с прива-
ренными с двух сторон отрезками труб (серия № 15) имели на
50% большую прочность при переменных нагрузках по сравнению
с прочностью образцов, в которых труба вварена в пластину
с наложением швов с двух сторон пластины (серия № 12).
Эффективным средством повышения усталостной прочности
штуцерных соединений (консольных труб, вваренных в плиту)
является обработка поверхности шва в месте перехода к трубе
пневматическим молотком с использованием инструмента со сфе-
рической рабочей частью. Усталостная прочность штуцерных
соединений типа IX с упрочненными швами оказалась на 77%
выше прочности соединений в исходном состоянии (серии № 16
и 19). О высокой эффективности наклепа также свидетельствует
сопоставление изгибающего момента и долговечности двух образ-
цов типа VIII в исходном после сварки состоянии и после упрочне-
ния всей поверхности швов чеканкой бойком [101] (табл. 32).
137
Таблица 31
Результаты испытания на выносливость малых моделей
сварных штуцерных соединений
Теп мо- дели Конструкция соединения № серии испы- таний Вид термической обработки Состояние поверхности шва Ампли- туда изгибаю- щего момента (на базе 10е цик- лов), 103 кг-см
VIII Штуцер вварен в пластину двумя валиковыми швами и Нет Исходное после сварки 50
12 Отпуск при 620° С То же 50
13 Нет Обработка резцом 62
14 Отпуск при 620° С То же 75
I Приварной двусто- ронний штуцер 15 Отпуск при 620° С Исходное после сварки 75
IX Труба вварена в плиту (фланец) 16 Нет То же 17
17 Отпуск при 620°С То же 19,5
18 Отпуск при 620° С Обработана резцом 24
19 Отпуск при 620° С- Местная обработ- ка границы шва со стороны тру- бы пневматиче- ским молотком 30
X Труба приварена к плите (флан- цу) валиковым швом 20 Отпуск при 620“С Исходное после сварки 18
138
Таблица 32
Результаты испытания на выносливость
малых моделей сварных штуцерных соединений
Конструкция модели соединения № образца Вид обработки Амплитуда из- гибающего мо- мента, 10s кгс-см Число циклов нагружения Состояние образца после испытания
Штуцер, вва- ренный в пла- стину из ста- ли СтЗ двумя валиковыми швами (тип VIII) 1 Исходное после сварки 24,6 1,04-10е Сломался
2 Поверхность шва прочеканена ме- ханическим ударником 24,6 36,9 49,2 10,02.10е 10,05-10° 7,8-10® Без повре- ждения То же Сломался
Следовательно, есть все основания считать, что поверхностное
упрочнение швов штуцерных соединений является большим резер-
вом повышения их несущей способности при переменных на-
грузках.
Наибольшей несущей способностью при испытании на выносли-
вость исследованных различных моделей штуцерных соединений
обладает конструкция со штуцером, вваренным в пластину с двух
сторон без полного проплавления в средней части на х/з и г/атол-
щины пластины. В штуцерных узлах со штуцерами, вваренными
без полного проплавления, и с приварными двусторонними шту-
церами последние укрепляют трубную доску (пластину), ослаблен-
ную отверстием.
В результате механической обработки поверхности швов проч-
ность моделей штуцерных соединений возросла на 24—49% по
сравнению с прочностью моделей в исходном после сварки состоя-
нии.
Наибольший эффект в повышении прочности малых штуцерных
образцов достигнут^применением поверхностного наклепа пневма-
тическим молотком или чеканкой подпружиненным бойком мест
перехода от шва к основному металлу. По сравнению с исходным
состоянием поверхностный наклеп швов пневматическим молотком
соединений с консольными трубами привел к повышению проч-
ности в 1,8 раза.
В табл. 33 приведены ^результаты испытания на усталость
различных типов сварных патрубков из мягкой стали при пульси-
рующей нагрузке”сосудов, а также значения коэффициентов
концентрации напряжений, измеренных в точках, обозначенных
стрелками В этих точках обычно возникали’трещины усталости.
Патрубки (типа 1 и 2) не имели усиления стенки возле отверстия.
Сравнение различных конструкций сварных патрубков показы-
вает, что при долговечности 10Б циклов и более усиление как
139
Таблица 33
Обобщение результатов, полученных при испытании
цилиндрических сосудов, содержащих патрубки
с различными видами усиления [223]
Тип Деталь патрубка “а Номинальные окружные напряжения (кгс/мм2) при циклах
2-10* 10s 2-10«

1 3,5 15,1 11 5.3
2 2,5 16,5 12,9 7,7
3 нин 3,0 19,6 12,7 6,3
4 3,0 18,1 12,6 5,3
5 1,9 17,3 12.1 5.7
Г ’iJn
6 2,2 21,1 15,3 8,3

с внутренней, так и с наружной поверхности сосуда существенно
не изменяет прочности соединения по сравнению с патрубками
типа 1.
Симметричное распределение усиления между внутренней
и наружной поверхностями (тип 6) повышает усталость соедине-
ния. Однако следует отметить высокое значение усталостной проч-
ности и для патрубка без усиления шва (тип 2) при наибольшей
долговечности 2-106 циклов.
При малой долговечности (2-104 циклов) наличие усиления
благоприятно влияет на сопротивление усталости патрубка вне
зависимости от расположения усиления. Наибольшее сопротивле-
ние усталости отмечено для патрубков с симметричным усилением.
Следует заметить, что в работе [223] не учитывалось влияние
на усталостную прочность патрубков предварительной стати-
ческой нагрузки сосудов давления.
140
Рис. 75. Зависимость прочности соединений труб с трубными досками от величины
зазора при установке трубы
В работе [250] показано влияние величины зазора при уста-
новке труб в трубные доски на усталость соединений при перемен-
ном изгибе Ro = —0,85 на базе 106 циклов. Вварка труб из
стали St 35.29 во фланец из стали St 38в-2 выполнялись в среде СО2.
Приварка труб, установленных в трубные доски с зазором
AS = 0,2 мм, понизила усталостную прочность на 62,5% по сравне-
нию с соединением, в котором трубы устанавливали без зазора
(рис. 75).
При конструировании трубчатых теплообменников важная
роль отводится оценке прочности соединений труб в трубных
досках. В работе [281 ] дана сравнительная оценка качества восьми
различных видов соединений закрепления трубы в трубной решетке
при статической и усталостной нагрузках. Эксперименты про-
водили на 60-тонной универсальной испытательной машине.
Максимальные напряжения при переменных нагрузках, отнесен-
ные к поперечному сечению трубы, составляли 25 кгс/мм2, мини-
мальные 5 кгс/мм2 при частоте 600 циклов в минуту.
При статических испытаниях для различных видов шва (рис. 76).
разрушающие нагрузки составляли 9000—10 000 кгс. Они соответ-
ствуют прочности на разрыв трубы 30x2,5 мм из стали St 35,4
с ов <=& 42 кгс/мм2. Испытания на усталость проводили на образце,
представляющем собой отдельную трубу, вваренную в пластину
Рис. 76. Различное исполнение сварных швов [281]
141
Рис. 77. Конструкция образца для испытания на усталость (281]
размером 100 X 100 мм и толщиной 20 мм (рис. 77). Трубу пригоняли
с небольшим допуском по диаметру в отверстие пластины, чтобы
исключить дополнительную концентрацию напряжений в месте
сварки. Результаты исследований можно разделить на три каче-
ственные группы. Первая группа охватывает швы формы D1 и D2,
которые исходя из особенностей материала следует применять
в особых случаях; эта группа имеет наименьшее сечение сварного
шва и показала наименьшую долговечность. Вторая группа охва-
тывает швы формы А1 и А2, которые легко выполнить вручную;
эта группа допускает наиболее частую установку труб (с меньшим
шагом), вследствие чего обеспечивает хорошее использование
оболочки и способствует более благоприятному тепловому обмену,
как и форма В. Швы таких форм пригодны для динамических
напряжений среднего уровня, как это видно из замеренных циклов
(порядка 15 000—16 000).
142
Наибольшую долговечность показало исполнение крепления
труб С1 и СЗ (третья группа) с удлиненными сечениями соедине-
ния, подвергающегося напряжениям сдвига. Для динамического
нагружения швы этой формы являются более качественными. При
этом ручное исполнение их значительно труднее, чем для рас-
смотренных выше форм, и не позволяет допускать небольшой
шаг, как швы формы А1 и А2. Швы формы С2 не дали ожидаемых
результатов.
Ниже приведены результаты испытания на усталость образцов
с различной конструкцией крепления трубы в трубной доске [281].
Форма швов .... Al А2 В Cl С2 СЗ DI D2
Среднее число циклов
до разрушения, тыс. 16,3 15,5 15,4 32,3 13,2 26,2 2,0 3,8
СВАРНЫЕ ОДНОСТОРОННИЕ ТРУБНЫЕ
СОЕДИНЕНИЯ
Стыковая сварка плоских элементов обычно осуществляется
с дополнительной подваркой корневой части шва, чтобы ликвиди-
ровать непровары и шлаковые скопления в металле шва.
При изготовлении сварных конструкций из труб или полых
цилиндрических деталей кольцевой стыковой шов оказывается
односторонним вследствие невозможности подварки его корневой
части. К таким конструкциям относятся роторы турбин, толсто-
стенные трубопроводы, резервуары, полые оси, различного рода
трубные конструкции, применяемые в крано- и мостостроении,
и т. п.
Сравнительно мало исследований посвящено оценке усталости
стыковых односторонних соединений. Между тем изучение поведе-
ния таких соединений при осевой нагрузке или переменном изгибе
представляет большой интерес, так как в этих случаях повышается
опасность разрушения со стороны корневой стороны шва. Состоя-
ние зоны корня шва имеет преобладающее влияние на усталостную
прочность односторонних соединений.
Для получения высоких механических свойств, и особенно
прочности соединений с односторонними швами, требуется каче-
ственное выполнение корневого шва. Недостатки в конструктивно-
технологическом исполнении корневой зоны шва в односторонних
соединениях могут привести к значительному снижению устало-
стной прочности соединений. Так, прочность при плоском перемен-
ном изгибе труб из мягкой стали, сваренных с одной стороны (2 • 106
циклов), при некачественно выполненных швах резко понижалась
по сравнению с цельными трубами [257]:
При ручной дуговой сварке с неполным
проплавлением.................... ~ 2 кгс/мм2
То же, с полным проплавлением (шов
плохого качества) ............... 4,4 кгс/мм2
Цельная труба................... 12,3—17,8 кгс/мм2
143
В ЦНИИТМАШе были проведены широкие исследования уста-
лостной прочности односторонних соединений образцов значитель-
ных размеров [55]. Прочность односторонних соединений стали
34ХМ определяли при плоском симметричном изгибе (107 циклов)
на образцах-погонах сечением 50x75 мм и длиной 535 мм, пригото-
вленных как из кованых плит размером 800 X 280 X 80 мм, так и из
сварной трубной заготовки диаметром 440 мм. После ковки плиты
и поковки трубной заготовки подвергали термической обработке:
закалка при температуре 860—870° С в масло, отпуск при 535—
600° С. Сварку производили с предварительным и сопутствующим
нагревом до температуры 300—400° С. Сваренные плиты и трубная
заготовка проходили отпуск при температуре 600° С, 6 ч.
Сварные соединения пластин в корневой части шва имели
следующие виды разделок: без подкладки — нормальный стык
(рис. 78, а); корытообразную подкладную планку (рис. 78, б);
медную подкладную трубу (рис. 78, в); плоскую подкладную
планку (рис. 78, г); замковое соединение (рис. 78, д).
Из сварной трубной заготовки вырезали образцы-погоны
(рис. 79) с сохраненным подкладным кольцом и с подкладным
кольцом, удаленным механической обработкой. Многослойную
д)
Рис. 78. Виды разделок для односторонней сварки пластин:
а — нормальный стык; б — с корытообразной планкой;
в — с медной подкладной трубой; г — с плоской планкой;
д — замковое соединение
144
Рис. 79. Схемы вырезки образцов для испытания на усталость из сварной
трубной заготовки
сварку трубных и пластинчатых заготовок выполняли электро-
дами ЦЛ-30. В трубной заготовке корневую часть шва выполняли
электродами ЦУ-1 (с целью уменьшения концентрации напряже-
ний в корне шва), дающими мягкую основу (сгт 38 кгс/мм2;
о\, = 53 кгс/мм2).
Сварные пластины с различными конструктивными элемен-
тами разделок под шов перед испытаниями подвергали визуаль-
ному осмотру и электромагнитной дефектоскопии. При этом на
образцах с замковым соединением, медной трубой и плоской под-
кладной планкой были обнаружены значительные технологические
дефекты. В пластинах с замковым соединением не был сохранен
зазор 5x1,5 мм, который, по мнению конструкторов, должен
был играть роль сборника шлаков.
Образцы с медной подкладной трубой и плоской подкладной
планкой имели трещины. На образцах с медной подкладной трубой
трещины проходили от корня шва в месте сопряжения с трубой,
распространяясь по высоте шва. На образцах с плоской подклад-
ной планкой трещины располагались в средней части шва. На
каждом образце было по две-три трещины протяженностью 5—
7 мм. Плоская подкладная планка оказалась приваренной непарал-
лельно плоскостям образца, причем планка упиралась боковыми
стенками в вертикальный вырез разделки. Медная подкладная
труба не сопрягалась по всей своей поверхности с закруглениями
разделки и, кроме того, при сварке была сильно подплавлена.
Пределы выносливости соединений, выполненных односторон-
ней сваркой на толстостенных пластинчатых или трубных заготов-
ках из стали 34ХМ, оказались значительно (на 54—83%) снижен-
ными по сравнению с основным металлом (табл. 34). Эффективные
коэффициенты для односторонних соединений с рассмотрен-
ными вариантами корневых сечений шва изменяются в довольно
широких пределах (2,1—5,9).
10 И. В. Кудрявцев
145
Т а'б_л и'ц 34
Предел выносливости и эффективный коэффициент концентрации
напряжений для различных конструкций соединений стали 34ХМ
Объект испытаний Предел выносли- вости при симметричном изгибе а-1 Вид заготовки
кгс/мм2 % a-ik
Основной металл 21,5 100 — Трубная
я 8.5 39,5 2,5
Ж» <10 <46,5 >2,1
Основной металл 20,5 100 — Пластинчатая
К Qi 9,5 46,4 2,2
7,5 36,6 2,7

5,5 26,8 3,7
4,5 21,9] 4,6

3,5 17,1 5,9

Пониженные показатели усталостной прочности указанных
соединений не следует относить за счет плохой свариваемости
стали 34ХМ. Опытами [95] показана равнопрочность соединений
стали 34ХМ, выполненных электрошлаковой сваркой на аналогич-
ных образцах сечением 50x75 мм (см. табл. 8) с соответствующей
термической обработкой.
Наиболее низкие значения предела выносливости (3,5—
5,5 кгс/мм2) относятся к образцам пластин с замковым соедине-
нием, плоской подкладной планкой и с медной подкладной трубой
и являются следствием наличия в них указанных выше грубых
дефектов изготовления. Предел выносливости образцов из трубной
заготовки с подкладным кольцом составил 8,5 кгс/мм2. Между
подкладным кольцом и основным металлом наблюдаются щелевид-
ные зазоры, идущие к вершине шва.
Кроме того, в изломах образцов были дефекты в виде непровара
и отдельных пор, расположенные в непосредственной близости
146
от подкладного кольца, которые были обнаружены до изготовле-
ния образцов при ультразвуковом контроле трубных заготовок.
Очаги усталостных разрушений зарождались в зонах концен-
трации напряжений со стороны корня шва от подкладного кольца,
и трещины распространялись по металлу шва (рис. 80). Самое
высокое значение предела выносливости (10 кгс/мм2) из всех рас-
смотренных вариантов соединений было получено на образцах-
погонах из трубной заготовки со снятым усилением шва.
Разрушения образцов этой серии происходили во всех случаях
по металлу шва со стороны его вершины. При этом в изломах
некоторых образцов были выявлены дефекты, расположенные
главным образом в вершине шва.
Низкое (в 2 раза меньшее) значение прочности образцов со
снятым подкладным кольцом в сопоставлении с прочностью основ-
ного металла может быть объяснено наличием указанных техно-
логических дефектов, а также разницей прочностных свойств
и структурных состояний основного и направленного металлов.
Помимо указанных факторов, на снижение сопротивления уста-
лости соединения, по-видимому, неблагоприятное влияние оказала
«мягкая» основа наплавленного металла в корне шва.
Основной металл после ковки подвергали закалке с отпуском,
металл же шва — лишь отпуску для снятия остаточных напряже-
ний. В последнем случае отсутствовала перекристаллизация литого
наплавленного металла, имеющего неблагоприятную структуру.
Рис. 80. Усталостная трещина на образце из трубной сварной заготовки
с сохраненным подкладным кольцом
10’
147
Рис. 81. Трубные образцы для испытания на усталость:
а — основного металла; б — соединения с подкладным непроплявляемым
кольцом (Z) и с присадочной плавящейся вставкой (II)
Предел выносливости образцов со снятым подкладным кольцом
(<10 кгс/мм2) мало отличался от предела выносливости соедине-
ния с нормальным стыком (о,.! = 9,5 кгс/мм2).
Результаты проведенного исследования указывают на необхо-
димость тщательного контроля при изготовлении односторонних
соединений, с тем чтобы не допускать отступлений от конструк-
тивно-технологических решений корневых сечений стыкового
шва [55]. Только в этом случае можно рассчитывать на создание
сварных конструкций из среднелегированной стали 34ХМ, обла-
дающих достаточно высокой усталостной прочностью.
При хорошем качестве корневой части одностороннего кольце-
вого стыкового шва можно достигнуть равнопрочности соединений
с основным металлом. Ниже это будет показано на ряде опытных
данных.
Так, предел выносливости образцов диаметром 28/16 мм
(рис. 81) из никелевого сплава ХН70ВМЮТ (ЭИ765) с проплавляе-
мой подкладной вставкой из проволоки Х15Н65М15 (ЭИ-367),
выполненных электродами ЦТ-28 и ЦТ-31, после соответствующей
термической обработки (см. табл. 35) был доведен до уровня
предела выносливости образцов основного металла (16,5 кгс/мм2)
[89 ]. Конструкция сварного стыка с подкладным кольцом обладает
меньшей работоспособностью, чем конструкция стыка с пропла-
вляемой в среде аргона вставкой. Предел выносливости образцов
с непроплавленным кольцом, сваренных электродами ЦТ-28
148
(после отпуска при температуре 800° С, 10 ч), составил 10 кгс/мм2
(табл. 35), т. е. на 32—36% ниже, чем для образцов, сваренных
с проплавляемой вставкой.
Для соединений с подкладными кольцами могут быть получены
устойчивые усталостные свойства, тогда как для односторонних
соединений без подкладок при полном проплавлении прочность
соединения в большой степени зависит от мастерства сварщика.
Результаты испытания при плоском симметричном изгибе
пяти различных серий труб диаметром 168/148 мм из мягкой стали,
сваренных на подкладных кольцах, показали, что предел выно-
сливости при 2 • 106 циклов составил 6 кгс/мм2, или около 35% от
предела выносливости цельной трубы [259]. Усталостные разру-
шения возникали со стороны корня шва от подкладного кольца.
Аналогичные результаты были получены для соединений труб,
выполненных дуговой сваркой без подкладного кольца при условии
достижения полного проплавления. В одной серии, где добивались
получения корневого валика со сквозным проплавлением, предел
выносливости был получен 8 кгс/мм2 (50% выносливости основного
металла).
При испытаниях на симметричный изгиб труб диаметром
276/266 мм из мягкой стали (<тЕ — 28 кгс/мм2) с U-образными
стыками, сваренными на стальном подкладном кольце, полоса
разброса предела выносливости при 2-106 циклов составила
6,6—8,2 кгс/мм2 [241 ]. Существенного различия в усталостных
свойствах для трех исследованных типов электродов (рутиловые,
низководородные и с железным порошком) не наблюдалось. При
пульсирующем растяжении трубы с такими швами имели уста-
лостную прочность при 2-10® циклов 14,5 кгс/мм2.
Соединение корня шва и подкладного кольца являлось местом
появления усталостной трещины.
При обеспечении более гладкого профиля корня шва и приме-
нении керамически покрытого подкладного кольца или подкладки
из песка можно добиться повышения прочности трубных соедине-
ний. Так, более низкое значение предела выносливости полосы
разброса, полученной при симметричном изгибе труб с такими
швами, составила при 2-Ю6 циклов 11,5 кгс/мм2, т. е. на 75%
выше, чем для труб со стыками, сваренными на стальном подклад-
ном кольце. Можно добиться одинаковой долговечности для шва
и остальной части трубы при использовании труб с утолщенными
в результате обжатия концами. При этом площадь поперечного
сечения шва и трубы можно регулировать и таким образом умень-
шить напряжения в стыковых швах.
Ценные сведения получены в работе [207] при исследовании
усталостной прочности односторонних соединений труб, выполнен-
ных различными способами сварки (табл. 36). При долговечности
в пределах 105 —10’ циклов не наблюдали различия в усталостной
прочности при симметричном круговом изгибе стыковых соедине-
ний труб диаметром 114/102 мм, длиной 3050 мм для сталей двух
149

СО
та
ЕГ
S
ю
та
Н
Результаты испытания на усталость образцов соединений сплава ХН70ВМЮТ
диаметром 28/16 мм при симметричном изгибе на базе 107 циклов
150
Таблица 36
Сопротивление усталости труб, сваренных встык различными способами [207]
Способ сварки t кгс/мм2, при числе циклов
10« 2-10* 10’
Аргонодуговая вольфрамовым элек- тродом с подкладным кольцом с на- несенным керамическим слоем тол- щиной 0,35 мм 12,1 11,3 11
Аргонодуговая вольфрамовым, элек- тродом с плавящейся вставкой . . 9,8 9,5 9,5
Дуговая в среде СО2 с подкладным кольцом с нанесенным керамиче- ским слоем толщиной 0,35 мм 10,2 7,9 5,5
сортов: сгт — 25 кгс/мм2, ав 46 кгс/мм2 и от - 36 кгс/мм2,
ав - 57 кгс/мм2. Усталостная прочность сварных труб указанных
сталей в большей степени зависит от геометрической формы корне-
вой зоны шва и от дефектов сварки, чем от различия в составе
или прочностных свойствах наплавленного металла.
Для труб, сваренных с помощью аргонодуговой сварки воль-
фрамовым электродом, корни шва с подкладными кольцами с нане-
сенным керамическим слоем показали более высокую усталостную
прочность, чем швы, выполненные с плавящейся вставкой. Трубы
с корнем шва, полученным при сварке в СО2 с подкладным кольцом
с нанесенным керамическим покрытием, имеют более высокую
усталостную прочность при долговечности менее 10® циклов
по сравнению с трубами, выполненными аргонодуговой сваркой
с вольфрамовым электродом с плавящейся вставкой.
Сравнение этих опытных данных с данными, полученными на
сварных трубах при переменном плоском изгибе при 2 • 10® циклов
[257], показывает, что: а) трубы, сваренные с помощью аргоно-
дуговой сварки вольфрамовым электродом, с подкладными коль-
цами с нанесенным керамическим покрытием или с плавящимися
вставками, имеют более высокую прочность, чем трубы, сваренные
с одной стороны с помощью ручной дуговой или газовой сварки
со стальными подкладными кольцами (6,3 кгс/мм2) или без них
(4,4—7,9 кгс/мм2 — сварные швы соответственно плохого и хоро-
шего качества), и б) при оптимальных условиях сварки стыковые
швы с подкладными кольцами с нанесенным керамическим покры-
тием фирмы Serbex могут иметь прочность, близкую к прочности
гладких труб из мягкой стали, испытуемых подобным образом.
Предел выносливости гладких труб из мягкой стали при плоском
переменном изгибе при 2 • 10® циклов составил 12,3—17,8 кгс/мм2.
Следует иметь в виду, что испытания труб при плоском переменном
изгибе дают более высокие значения прочности, чем при круговом
переменном изгибе.
151
Рис. 82. Натурные образцы сварных колен
на усталость:
а — с изгибом в плоскости оси колена; б
плоскости оси колена
для "испытания
- с изгибом вне
В работе [243] описано исследование прочности соединений
колен из мягкой стали (0,11% С; ств 43 кгс/мм2), выполненных
ручной дуговой сваркой электродами Е319, при знакопеременном
изгибе в двух плоскостях и пульсирующем давлении. Испытания
трубных колен (рис. 82) при знакопеременном изгибе проводили
при частоте 200 кол/мин. Перед испытанием во внутритрубный
объем подавали воздух под давлением 0,7 кгс/см2. Спад давления
в процессе испытания свидетельствовал о возникновении сквоз-
ного разрушения в образце, что являлось сигналом к прекраще-
нию испытания. Испытания с пульсирующей нагрузкой осуще-
ствляли при давлении до 420 кгс/мм2 и пульсации 100 цикл/мин.
Первый прорыв жидкости свидетельствовал о начале разрушения
колена.
Во всех случаях трубные колена со сварными швами оказались
менее работоспособными, чем колена, гнутые из целых труб
(табл. 37).
Прочность сварных колен с условным радиусом по нейтрали
R 228 мм испытанных на базе 3,5 • 104 циклов знакопеременным
изгибом в плоскости оси колена, равна не менее 56% прочности
таких же колен без сварных швов. Трехстыковые колена имеют
несколько большую прочность, чем двухстыковые.
Опытами не выявлено снижения прочности сварных трубных
колен в условиях действия знакопеременного изгиба из плоскости
оси колена при снижении условного радиуса с 228 до 140 мм.
Снижение прочности сварных колен по сравнению с гнутыми
из целых труб тем больше, чем выше уровень напряжений в местах
стыковки сегментов колен.
Усталостная прочность при внутреннем пульсирующем давле-
нии на базе 10Б циклов у двухстыковых сварных колен составляет
73% от прочности аналогичных по форме песварных колен.
152
ТО
Ef
S
\о
Сравнительные обобщенные результаты испытаний
на усталость несварных и сварных труб [243]
Сварные трубы радиусом, мм рис. 83, б СО 8 8 8 СО 'М4 о о
рис. 83, а soe 8800 52
228 О о S о ю Э о со СО СО о _ СЧ о * |
140 5 2 S 8 * £
Несвар- ные трубы Я = = 228 мм 16 700 100 284 100
Характеристика нагрузки Изгиб в плоскости оси коле- на на базе 3,5-104 цик- лов Л4изг' ± кгс-м . . % • Изгиб из плоскости оси ко- лена на базе 3,5-Ю4 цик- лов Л4ИЗГ, — кгс-м . . . Внутреннее давление на ба- зе 105 циклов: кгс/см2 % .
153
ГЛАВА СОПРОТИВЛЕНИЕ УСТАЛОСТИ
VTH НЕСУЩИХ ЭЛЕМЕНТОВ СВАРНЫХ
VU1 МЕТАЛЛОКОНСТРУКЦИЙ БАЛОЧНОГО
И РАМНОГО ТИПА
Все более широкое использование находят сварные
соединения в балочных и рамных металлоконструкциях мостовых
подъемных кранов, судов, дизелей, тележек подвижного состава,
автомобилей, сельскохозяйственных и строительно-дорожных ма-
шин и других объектов. Изучение прочности этих объектов пред-
ставляет значительный практический интерес.
Элементы сварных металлоконструкций двутаврового, короб-
чатого, корытообразного, а также специального профиля форми-
руются из листового и профильного металла или штампованных
листовых заготовок. В этих сварных конструкциях находят при-
менение сплошные, прерывистые и точечные швы, выполняемые
ручной дуговой сваркой, автоматической сваркой под флюсом
и в защитной среде углекислого газа.
ЭЛЕМЕНТЫ СО СПЛОШНЫМИ
И ПРЕРЫВИСТЫМИ ШВАМИ
Двутавровые сварные балки постоянного (рис. 84, а) и ступен-
чатого (рис. 84, б, в) профилей, моделирующие пролетные и конце-
вые балки мостовых кранов, испытывали на усталость на машине
типа УП-50 по симметричному циклу при изгибе на базе 2-10®
циклов [119]. Материал балок — горячекатаная сталь СтЗсп
толщиной 6 мм; содержание элементов (%): 0,14 С; 0,49 Мп;
0,17 Si; 0,027 S; 0,018 Р; 0,05 Сг; 0,06 Ni; 0,12 Си. Механические
свойства стали от = 28 кгс/мм2; ов = 42 кгс/мм2; 6 = 35%.
Пределы выносливости балок двутаврового сечения со сплош-
ными швами составляют 13,5—16,5 кгс/мм2 и практически не
уступают пределам выносливости балок составного сечения
(табл. 38). Усталостная прочность балок с прерывистыми швами
на 15—18% ниже, чем со сплошными (серии № 3 и 2). После поверх-
ностного упрочнения начала и конца прерывистых швов перед
выносливости балок возрос с 11,5 до 13,5 кгс/мм2 (серия № 4),
а усталостные трещины в большинстве случаев проходили по шву.
1Б4
7М20
6)
м a)
70
ив — ступен-
Рис. 84. Конструкции сварных балок дву-
таврового сечения с двусторонними угло-
выми швами для испытания на выносли-
вость:
а — постоянного сечения; б
чатые
Таблица 38
Результаты испытаний на усталость сварных балок
двутаврового сечения [119]
№ серии Тип двутавровой балки Способ сварки Предел выносливости, кгс/мм2 (на базе 2«10е циклов)
1 Составная (см. рис. 84, а) Без сварки 14,5
2 3 4 5 6 7 8 Постоянного сечения с двусторонними швами катетом 6 мм (см. рис. 84, а) Постоянного сечения с двусторонними преры- вистыми шахматными швами 6-60Z120 (см. рис. 84, а) То же Ступенчатого сечения с двусторонними швами катетом 6 мм (см. рис. 84, б) То же » » Ручная электродами ЦМ-7 13,5—16,5 11,5—13,5 13,5* 8,5 9,5 *** (9,5-11,5) * 10,5 **
9 10 11 мощ Ступенчатого сечения с двусторонними швами катетом 6 м.м (см. рис. 84, б) То же Ступенчатого сечения с двусторонними швами катетом 6 мм (см. рис. 84, в) * Швы упрочнены пучком пр ью пневмолотка. **♦ Швы зачи Полуавтоматическая в среде СО2 оволокн. •• Швы упрочнен! щены абразивным кругом. 7,5 10,5* 8,5 J бойком с по-
155
В ступенчатых балках высота сечения по длине увеличивается
с h 70 до Я = 116 мм (рис. 84, б) и с h 60 до Н 120 мм
(рис. 84, в). Величину коэффициента концентрации напряжений
в зоне перехода от одного сечения балки к другому определяли
из отношений геометрических параметров h/H и R/h (R = 30 мм —
радиус скругления внешнего пояса балки), которые составили
соответственно 0,6 и 0,43. Отношения моментов инерции в месте
J х 294
изменения сечения балок составили-4-— —— —3,7 (рис. 84. б) и
I 80 '
•• J х
J X 343 £- . Q . \
—- = = 5 (рис. 84, в)
/ 68 '
Jx
Резкое изменение жесткости сечений балок на небольшой
длине вызывает значительную концентрацию напряжений в свар-
ных поясных швах в зоне криволинейного сопряжения. Так, для
ступенчатых балок (рис. 84, б) Ко= 1,5-ь 1,9 (см. табл. 38) [123].
Результаты испытаний сварных ступенчатых балок двутавро-
вого сечения (рис. 84, б) свидетельствуют о высокой эффективности
поверхностного наклепа швов, повышающего сопротивление уста-
лости балок в местах большой концентрации напряжений.
Пределы выносливости балок с двусторонними швами, сварен-
ных электродами ЦМ-7, повысились на 25—35% (серии № 7 и 8),
а для балок, выполненных сваркой в среде СО2, — до 40% (се-
рия № 10) по сравнению с пределом выносливости балок с неупроч-
ненными швами. В еще большей степени, чем сопротивление уста-
лости, повышается долговечность балок. Так, балка, сваренная
в среде СО2 в исходном состоянии при о 9 кгс/мм2, выдержала
до разрушения N = 2,7 • 10в циклов, а после поверхностного упроч-
нения швов (при том же напряжении) до появления усталостной
трещины — 6,4- 10е циклов, т. е. в 24 раза больше (рис. 85, б). Для
других уровней напряжений долговечность повысилась в 6—9 раз.
Стыковые соединения балок часто используют в элементах
сварных мостовых, крановых и других конструкций. Стыки
балок выполняют нескольких видов: в одной плоскости, со смеще-
нием, с применением отверстий (для получения доброкачественных
швов) и без отверстий. Стыки можно сваривать как в заводских,
так и в монтажных условиях.
Конструкция стыка существенно влияет на сопротивление
усталости балок. Исследовано влияние различных типов стыков
балок с целью изыскания наилучших решений, обеспечивающих
наибольшую усталостную прочность балок [249, 275].
В работе [249] рассмотрено влияние конструкции сварного
стыка на прочность балок из стали ASTM А373 (0,21% С; <тв =
= 59 кгс/мм2) двутаврового сечения (высотой 300 мм) при изгибе
по пульсирующему циклу на базе 2-10® циклов (табл. 39). Стыки
балок (тип А, В, D и Е) могут быть осуществлены как в заводских
условиях, так и на месте монтажа. Стык типа С применим только
для выполнения в заводских условиях. Стык этого типа, в котором
156
Рис. 85. Результаты испытаний на выносливость ступенчатых балок двутав-
рового сечения, изготовленных ручной сваркой электродами ЦМ-7 (а) и полу-
автоматической сваркой в среде СО2 (б):
I — серии испытаний № 5 и 9; II — серия № 6; III — серии № 7 и 10;
IV — серия № 8
сварные швы расположены только на полках, обладает наибольшей
усталостной прочностью. Прочность такого соединения почти
такая же, как и для поперечных стыковых швов в гладких пластин-
чатых образцах, нагруженных в осевом направлении.
Образцы типа F, не являющиеся стыковым соединением, испы-
тывали лишь для того, чтобы показать роль самих отверстий без
наложения влияния стыковых швов.
Таблица 39
Усталостная прочность балок со сварными стыковыми швами
из стали ASTM А373 (0,21% С; оЕ — 59 кгс/мм2) [249]
Тип стыка о0, кгс/мм2 при числе циклов
10' 210'
А 23,8 12,3
В 21,7 14,8
С 18,2
D 28,2 13,7
Е 22,5 16,2
F 16,2
157
Рис. 86. Сварные дву-
тавровые балки для
испытания на вынос-
ливость с различной
формой монтажного
стыка:
а — общий стык;
б — Z-образный стык
В работе [275] оценивается прочность при переменных нагрузках
сварных двутавровых балок с несущими монтажными стыками
различной формы: общий (рис. 86, а) и Z-образный стык (рис. 86, б),
выполняемые сваркой в среде СО2 (рис. 86). Результаты испытания
балок при изгибе с коэффициентом асимметрии Ra = Pmln 0,2
на пульсаторе ZHM ЮОРи приведены в табл. 40.
Таблица 40
Результаты усталостных испытаний двутавровых балок
с монтажными сварными стыками [275]
№ балки Форма стыка Напряжения, кгс/мм2 N, тыс. Место разрушения
ашах °mlu
1 28,0 5,6 450
2 28,0 5,6 735
3 24,5 4,9 590
5 Общая 24,5 4,9 550 Излом 1
6 28,0 5,6 260
10 28,0 5,6 1150
И 28,0 5,6 650
12 24,5 4,9 1120
13 28,0 5,6 >2035
14 24,5 4,9 >2000 Без повреждений
15 20,8 4,2 >2000
17 28,0 5,6 1190 Излом 3
18 24,5 4,9 2040 Без повреждения
19 Z-образная 28,0 5,6 1175 Металл стенки 2
20 21 24,5 20,0 4,9 4,0 >2000 >2500 Без повреждения
22 23 28,0 28,0 5,6 5,6 1275 1955 Излом 2
24 24,5 4,9 >2145 Без повреждения
158
Рис. 87. Сопоставление изгибной уста-
лостной прочности (при /?о = 0,2) дву-
тавровых балок с различными формами
монтажного стыка. Общий стык:
/— ручная дуговая сварка [249]; 2 —
сварка в среде СО2 [275]; Z-образный
стык; 3 — ручная дуговая сварка [249];
4—то же [270]; б—сварка в среде
СО2 [275]
Результаты испытания на усталость заводских и монтажных
стыков двутавровых балок указывают на целесообразность исполь-
зования Z-образного стыка [249, 270, 275]. Сопоставленные
экспериментальные данные (рис. 87) также показали, что исследо-
ванные стыки балок, сваренные в среде СО2, имели большее сопро-
тивление усталости, чем аналогичные стыки, выполненные ручной
дуговой сваркой.
Данные исследований Института электросварки им. Е. О. Пато-
на [169, 186] и НИИ Мостов, а также практика проектирования
и изготовления сварных металлоконструкций мостов в нашей
стране показали, что наиболее предпочтительной является кон-
струкция стыка со вставками.
Сварные балки коробчатого сечения постоянного (рис. 88, а)
и ступенчатого (рис. 88, б) профилей моделируют пролетные
и концевые балки мостовых кранов. Материал балок, методика
испытаний, режимы и технология сварки были такие же, как и для
рассмотренных выше двутавровых балок [119, 123].
Пределы выносливости балок коробчатого сечения с односто-
ронними швами, выполненными в среде СОа, составили 9,5—
14,5 кгс/мм2 (серия № 2, табл. 41). Верхняя граница зоны рассея-
ния опытных данных для этой серии соответствует положению
кривой усталости для балок составного сечения без сварки в рабо-
чей части (серия № 1). При расположении начала или конца шва
в зоне высоких рабочих напряжений сопротивление усталости
соединений снижалось на 30% (серия № 3), а усталостные трещины
образовывались от конца шва (рис. 89).
Подрезы и поры (одиночные и в виде цепочки) в балках с одно-
сторонними угловыми швами, сваренных в среде СО2, привели
к снижению сопротивления усталости на 30% (серии № 4 и 5).
К еще большему (на 42%) снижению прочности приводят прожоги
(серия № 6). Из намеренно созданных прожогов различных раз-
меров наименьшими (критическими), которые приводили к уста-
лостным повреждениям, оказались прожоги размером 2x7 мм.
Технологические приемы: сварка швов катетом 6 мм в среде
СОа «в угол» на основном и форсированном режимах и «в лодочку»,
159
Рис. 88. Конструкции сварных балок коробчатого сечения для испытания на выносливость:
а — с односторонними угловыми швами; б — с односторонними угловыми швами и с дву-
сторонним стыковым швом на полке; в — с односторонними угловыми швами и с двусторон-
ними стыковыми швами на стенках; г — с односторонними угловыми швами и с двусторон-
ними стыковыми швами на стенках и с выкружками; д — с деконцентраторами в местах
начала и конца одностороннего углового шва; е — ступенчатая с односторонними угло-
выми швами
Рис 89. Расположение усталостных
трещин в балках коробчатого сечения:
о — трещины от конца швов: тип I —
одиночный рабочий шов; типы II — IV—
швы, расположенные с зазором;
тип V — швы без зазора (трещина в зоне
стыковки швов); тип VI — соединитель-
ный шов в захватной части балки со-
ставного сечения; б — трещины: тип
VII — по рабочей части; тип VIII —
ст галтельного сопряжения полки;
тип IX — по полке в захватной части;
1 — основной рабочий шов катетом
6 мм; 2 — соединительный шов кате-
том 4 мм
160
Таблица 41
Результаты испытания на усталость сварных балок
коробчатого сечения [119]
Ns серии Тип коробчатой балки Способ сварки Предел выносли- вости, кгс/мм2 (на базе 2 10е циклов)
1 Составная (рис. 88, о) Без сварки 14,0
2 Постоянного сечения с одно- сторонними швами катетом 6 мм (рис. 88, а) Полуавтоматическая в среде СО2 9,5—14,5
3 То же, с началом и концом шва в рабочей части 7,5
4 То же, дефекты в виде подреза 7,5
5 То же, дефекты в виде пор 7,5
6 То же, дефекты в виде про- жога 5,5
7 То же, швы сварены «в лодоч- ку» 9,5
8 То же, швы выполнены по фор- сированному режиму 9,5
9 То же, с дополнительным дву- сторонним стыковым швом на полке (рис. 88, б) 8,0
10 То же, с дополнительными дву- сторонними стыковыми шва- ми на стенках (рис. 88, е) 8,5
11 То же, с дополнительными дву- сторонними стыковыми шва- ми на стенках и с выкруж- ками (рис. 88, г) 7,5
12 Постоянного сечения с одно- сторонними швами катетом 4 мм (рис. 88, а) 9,5
13 Постоянного сечения (h = — 100 мм) с односторонними швами катетом 6 мм (рис. 88, а) 8,5—11,5
14 Постоянного сечения с одно- сторонними швами катетом 6 мм (рис. 88, а) Автоматическая под флюсом 9,5
15 То же Ручная электродами ЦМ-7 9,5
11 И. В. Кудрявцев
161
Продолжение табл. 41
№ серии Тип коробчатой балки Способ сварки Предел выносли- вости, кгс/мм8 (на базе 2-10® циклов)
16 17 18 19 Коробчатая ступенчатого сече- ния с односторонними швами катетом 6 мм (рис. 88, е) То же То же, с дефектами сварки Ступенчатого сечения с одно- сторонними швами катетом 6 мм (рис. 88, е) Полуавтоматическая сварка в среде СОа 7,5 9,5 * 5,0 * 6,5 **
20 21 22 То же То же, с дефектами сварки Ступенчатого сечения с одно- сторонними швами катетом 6 мм (рис. 88, е) Ручная ЦМ-7 электродами 7,5 6,0 * 6,5 **
* Швы упрочнены пучком проволоки. ** Отпуск при температуре 620° С, 3 ч.
а также сварка швов катетом 4 мм на основном режиме (серии № 2,
7, 8, 12) не изменили сопротивления усталости сварных балок.
Пределы выносливости для всех случаев составили 9,5 кгс/мм2.
Предел выносливости балок (серия № 9) с односторонними
угловыми швами и двусторонним стыковым швом на полке (см.
рис. 88, б) оказался на 16% ниже, чем у балок с угловыми швами,
но без стыкового шва. Усталостные трещины у большинства балок
начинались по границе стыкового шва с наружной стороны полки,
затем проходили по последней и далее переходили на стенку.
Сочетание двусторонних стыковых швов на стенках балок короб-
чатого сечения с односторонними угловыми швами (см. рис. 88, в)
снизило сопротивление усталости на 11% (серия № 10). Устало-
стные трещины возникали поперек углового шва по линии сплавле-
ния или на расстоянии 4—8 мм от линии сплавления стыкового
шва, а затем переходили на полку и стенки. Только в одном случае
излом произошел на расстоянии 70 мм от стыкового шва.
Выполнение фрезерованием выкружек на стенках (см. рис. 88, г)
для исключения места пересечения швов не повысило усталостной
прочности балок (серия № 11). Более того, предел выносливости
у этих балок оказался более низким, чем у балок со стыковыми
швами без выкружек. Объясняется это тем, что сварку угловых
швов начинали и заканчивали у краев выкружки и усталостные
трещины возникали в местах начала и конца углового шва, как
и в балках серии № 3 (см. рис. 88).
162
Предварительные эксперименты показали, что повысить проч-
ность соединений можно созданием деконцентратора, т. е. высвер-
ловкой отверстий в стенках балки в месте пересечения швов,
а также в зоне конца шва (см. рис. 88, д).
Сопоставление результатов усталостных испытаний балок,
сваренных различными способами, показывает, что долговечность
балок, выполненных в среде СО2 и под флюсом, выше, чем балок,
сваренных электродами ЦМ-7 при почти одинаковом минимальном
пределе выносливости (около 9,5 кгс/мм2) на базе 2-10® циклов
(серии № 2, 14, 15).
Результаты анализа (табл. 42) усталостных повреждений свар-
ных и составных балок коробчатого сечения показывают, что зна-
чительное число случаев (43 излома) приходится на конец углового
Таблица 42
Частота разрушений балок коробчатого сечения
№ серии Число балок по изломам (см. рис. 89) типов Примечание
I II III IV V VI VII VIII IX
12 — - — — — 4 — 1
13 3 — — — — — 7 1 4 Две балки без излома
14 6 3 1 3 1 9 — — __
15 4 — — — — — 1 — 3
16 — — — — — — 5 2 — Одна балка без излома
17 2 — — — 1 — 3 — — Две балки без излома
19 1 — — — — — 3 — — То же
23 __ — — — — 5 — —
24 __ — — — — — 3 6 2
25 — — — — — — 6 — 2
26 — 5 — — — 3 ___ — Три балки наряду с из- ломом типа II имели излом типа III
Всего 16 8 1 3 2 13 36 9 12
11*
163
шва (изломы типа I—VI, см. рис. 89).
В 57 случаях изломы происходили
от шва по средней части балки
(тип VII), от галтельного перехода
балки (тип VIII) и по полке в зо-
нах защемления балки в машине
(тип IX).
Предел выносливости ступенча-
тых балок коробчатого сечения (см.
рис. 88, е) с поверхностно упрочнен-
ными односторонними швами, выпол-
ненными в среде СО2, по сравнению
с исходным состоянием повысился
на 27% (серия № 17).
В 29 ступенчатых балках короб-
чатого сечения с односторонними
угловыми швами из 78 при изготов-
лении были допущены сварочные де-
фекты. При анализе усталостных
изломов этих балок на криволиней-
ном участке сопряжения выявились
несплавления металла шва с метал-
лом стенки, це'почки пор, одиночные
крупные поры и протеки наплавлен-
ного металла.
Допущенные при изготовлении
балок сварочные дефекты привели
к существенному снижению усталост-
ной прочности балок (серии № 18
и 21).
Указанные выше сварочные де-
фекты являются настолько опасными,
что даже поверхностная упрочняю-
щая обработка швов не восстанавли-
вает и не повышает прочности соеди-
нений.
Интерес представляют результаты
исследования сопротивления уста-
лости сварных коробчатых балок при-
менительно к рамным конструкциям
тележек подвижного состава [2361.
Балки, изготовленные из трех раз-
ных сортов низкоуглеродистой стали
(табл. 43), для сравнения сваривали
двумя методами — обычным, г. е.
из полок и стенок, и из штампован-
ных корыт (рис. 90). Изучали влия-
ние размера балок (табл. 44), техно-
164
Таблица 44
Размеры профилей испытуемых балок [236]
Тип профиля Типо- размер в Н Г А
с 1 52 75 6 42
2 120 170 12 92
3 250 404 12 204
Тип профиля Типо- размер В Н т R
L 1 48 70 4 8
3 231 403 12 18
Рис. 80. Типы профилей испытуе-
мых балок
логии сварки и концентрации напряжений при испытании пло-
ским переменным изгибом (табл. 45).
На основании проведенных исследований авторы отдают пред-
почтение корытообразным балкам, так как в них отсутствуют швы
между полкой и стенкой, в которых выше вероятность непровара.
Из исследованных сталей авторы считают сталь 411458 наи-
более подходящей для ответственных динамически нагруженных
конструкций, в особенности, если предполагается эксплуатация
в условиях низких температур.
Сварные узлы рамных конструкций. Опыты [10] позволяют
дать сравнительную оценку усталостной прочности различных
конструкций узла соединения лонжерона с поперечными элемен-
тами рамы автомобиля или прицепа (рис. 91). Узлы, выполнен-
ные из швеллера 155x58x5 мм, длиной 800 мм электродами
УОНИ-13/45, испытывали при симметричном изгибе. Наиболее
неблагоприятным с точки зрения усталости оказался вариант
Таблица 45
Пределы выносливости балок коробчатых профилей [236]
Тип профиля Марка стали по стандарту ЧССР Предел выносливости (кгс/мм2) на базе 10* циклов в зависимости от типоразмера испытуемых балок
1 2 1 3
вид концентратора напряжения
г о X V г о X V г о V
с 411373 411458 411523 8 9 7 8 8 6 8 8 6 8 8 6 6 4 4 6 4 4 5 4 4 4 4 3 6 6 3
L 411373 411458 13 16 7 7 9 10 9 10 — — — — 16 6 7
Обозначения: Г — гладкая полка; О — отверстие в полке диаметром d =
= 0,33; X и V — вид стыкового шва в полке.
165
1.9.10 7 S Ч 5 К 7.11 в.17
Рис. 91. Конструкции узла соединении лонжерона с поперечными элементами (цифры
указывают номер серии испытаний)
конструкции с приваркой косынки на полку швеллера лобовыми
и флаговыми швами. Предел выносливости в этом случае пони-
зился на 70% (табл. 46) по сравнению с исходным швеллером.
Наилучшие результаты получены для узла с продольным распо-
ложением шва по кромке швеллера и при кольцевой обварке.
И все-таки, сопротивление усталости сварных узлов оказывается
на 32—34% ниже сопротивления усталости самого швеллера
В этом случае весьма эффективным для повышения прочности
узлов является поверхностное упрочнение наклепом опасных зон
шва и околошовной зоны. Опыты ЦНИИТМАШа показали, что
неблагоприятный эффект, вызываемый приваркой на швеллер на-
кладок поперечными швами, полностью устраняется применением
поверхностного наклепа. Для швеллеров с накладками, прива-
ренными продольными швами, поверхностное упрочнение не устра-
нило полностью неблагоприятного эффекта накладок, однако
весьма значительно (более чем на 75%) повысило предел вы-
носливости швеллеров.
Сварные профили специальной формы. На элементах сварных
судостроительных конструкций, состоящих из угольника 80 X
Таблица 46
Результаты испытаний на усталость соединений рамного типа [10]
№ серии по рис. 91 Марка стали Тип соединения узля лонжерона Предел выносли- вости (кгс/мм2) на базе 5-10е циклов
1 20кп Швеллер гнутый . . . . , 11,9
2 20кп Продольный шов по кромке полки швеллера 7,9
3 20кп Продольный шов по полке швеллера . . . 3,8
4 20кп Поперечный шов по полке швеллера . . . 3,6
5 20кп Кольцевой шов (обварка по отверстию d = 30 мм в косынке) 8,1
Ь 20кп Электрозаклепки . . 4,5
7 20кп Обварка по контуру поперечного швеллера 6,2
8 20кп Клепаное соединение . . 7,0
9 СтЗ Швеллер горячекатаный . . 11,5
• 10 14Г2 Швеллер гнутый 14,3
11 14Г2 Обварка по контуру поперечного швеллера 7,5
12 14Г2 Клепаное соединение 8,0
166
Рис. 92. Сварные элементы для йены
тания на выносливость с различ
ними типами угловых швов:
а — двусторонний сплошной с кате-
том 5 мм; б — односторонний сплош-
ной с катетом 5 мм (со стороны
острого ребра угольника); в — одно-
сторонний сплошной с катетом 5 мм
(со стороны закругления ребра
угольника); г — двусторонний пре-
рывистый (цепное расположение —
4-40/120*; 4-75/150; 6-75/150; д —
односторонний прерывистый (шах-
матное расположение — 4-40Z120;
4-75Z150; 6-75Z150; * первой цифрой
обозначен катет шва, далее длина
и шаг шва)
Рис. 93. Поперечное сечение образ-
цов с прерывистыми швами,раз-
личных типов для испытания на
выносливость
>< 55x8 мм и листа сечением 150x8 мм (рис. 92) из стали MSt4
исследовано [255] влияние различных типов сварных угловых
швов на прочность соединений. Сварку выполняли электродами
EsIXs. Испытания проводили на базе 107 циклов при знакопостоян-
ном изгибе Ro —= 0,24 на 100-тонном пульсаторе.
° max
Получены следующие значения предела выносливости ог,
кгс/мм2:
Швы сплошные двусторонние (тип а) и односторонние (тип б
ив — без прихваток) . . .......................21—23
Швы сплошные односторонние (тип б и в — с прихватками) 18—19
Швы прерывистые двусторонние (тип г — шахматное распо-
ложение) ......................................... .... 13—16
Швы прерывистые односторонние переменные (тип д — цеп-
ное расположение) ... . .... 6—9
Изучено влияние прерывистых односторонних швов, сварен-
ных под флюсом, на образцах, представляющих собой характер-
ное для судостроения соединение из листового и профильного
(80x40x8) металла [234]. Длинную сторону угольника (рис. 93)
приваривали различного типа швами к поясу. Сварные образцы
167
испытывали на 100-тонном пульсаторе на изгиб знакопостоянной
нагрузкой при Ra = ^mln = 0,3. Расстояние между опорами
1200 мм.
Для образцов с различными типами швов установлены следую-
щие пределы выносливости щ, кгс/мм2:
Шов прерывистый односторонний 4-75/150 17,5—18,5
Шов прерывистый шахматный 4-75Z150 22,0
Шов прерывистый односторонний 4-50/200 14,8
Из сопоставления данных работ [234, 255 ] видно благоприят-
ное влияние на усталостную прочность образцов, сваренных
шахматным швом 4-75Z150 сварки под флюсом по сравнению
с ручной дуговой. Это относится к прерывистым швам как обладаю-
щим увеличенной глубиной проплавления и более благоприятной
остаточной напряженностью. Однако в других случаях, как пока-
зали исследования Института электросварки им. Е. О. Патона
и ЦНИИТМАШа [119], доброкачественные соединения, выполнен-
ные автоматической и ручной сваркой, имеют практически одина-
ковую выносливость.
Прочность односторонних прерывистых швов 4-75/150 соответ-
ствует 17,5—18,5 кгс/мм2 и находится на уровне прочности одно-
сторонних сплошных швов, сваренных вручную и имевших с про-
тивоположной стороны прихватки (ог — 18-ь 19 кгс/мм2). Значения
пределов выносливости при этом получаются в 2—3 раза больше,
чем для цепных швов [255].
Показано, что шов с размерами 4-75/150 оказывается более
приемлемым; швы с большими расстояниями между отдельными
участками прерывистого шва следует применять с осторожностью,
так как предел выносливости образцов со швами 4-50/200 суще-
ственно понизился.
В работе [255 ] рекомендуют использовать сварку под флюсом
прерывистыми односторонними швами (на палубе, перегородках
и надстройках) взамен применявшихся ранее односторонних швов.
ЭЛЕМЕНТЫ С ТОЧЕЧНЫМИ ШВАМИ
Применение электрозаклепок и точечных швов в сварных со-
единениях. Замена сплошных и прерывистых швов в элементах
сварных металлоконструкций точечными дает ряд преимуществ:
снижается коробление элементов конструкции, облегчается сварка
труднодоступных мест и ее автоматизация, сокращается расход
сварочных материалов и электроэнергии.
Металлургические и технологические вопросы сварки электро-
заклепками и угловыми точечными швами разработаны достаточно
полно [18, 25, 26, 50, 103, 131], и в последнее время все чаще
появляются сообщения об успешном практическом применении
указанных способов сварки при изготовлении металлоконструк-
168
ций судов, автомобилей, мостовых кранов и других машин [149,
214, 230, 234].
Сварку электрозаклепками под флюсом производят двумя
способами: проплавлением верхней детали дугой (для тонколисто-
вых конструкций) и через отверстия, предварительно просверлен-
ные или пробитые в верхней детали. Сварку электрозаклепками
под флюсом для листов толщиной более 3 мм рекомендуют произ-
водить через отверстия, что ограничивает применение этого спо-
соба для сварки металла больших толщин [270]. Здесь более
приемлема сварка электрозаклепками плавящимся электродом
в среде СО2, которая обеспечивает по сравнению со сваркой под
флюсом большие глубины проплавления и устойчивость дуги,
позволяет сваривать более толстый металл.
При сварке в среде СО2 глубина проплавления на 20—30%
больше, чем при сварке под флюсом в тех же условиях. Соедине-
ния, полученные сваркой электрозаклепками в среде СО2, по
статической прочности не уступают соединениям со сплошными
и прерывистыми швами [25, 26].
Внедрение в производство сварки электрозаклепками в среде
СО2 затрудняется из-за отсутствия опытных данных по прочности
соединений при действии переменных нагрузок. Имеются лишь
ограниченные сведения по выносливости соединений с электро-
заклепками, выполненными под слоем флюса, ручной дуговой
сваркой и в среде СО2.
В ранних работах ЦНИИ МПС сопоставляется прочность
односрезных электрозаклепочиых соединений элементов из мало-
углеродистой стали и соединений, выполненных контактной
точечной сваркой, при одностороннем растяжении с коэффициентом
асимметрии Ra =0,25 на базе 2-10е циклов. Отверстия под
электрозаклепки в пластинах толщиной от 2 до 4 мм прокалывали.
Для обоих видов сварки рабочий диаметр ядра составлял 10 мм.
Пределы выносливости точечных соединений, выполненных элек-
трозаклепками и контактной сваркой, различаются мало. Экспе-
рименты показали, что головка электрозаклепки увеличивает
выносливость соединения на 20%. В этих работах сравнивается
усталостная прочность соединений с угловыми швами и электро-
заклепками. Опыты производили при пульсирующем изгибе на
базе 5 • 106 циклов на образцах из малоуглеродистой стали с наклад-
ками толщиной 6 мм, приваренными электрозаклепками и угло-
выми швами к пластинам консольного типа и двутавровым балкам.
Отверстия диаметром 12 мм в накладках заваривали электродами
УОНИ-3/45. Соединения с электрозаклепками имели более низкую
прочность (на 28%), чем такие же соединения с угловыми лобо-
выми и фланговыми швами.
На Узловском машиностроительном заводе им. Федунца и на
других заводах [149] проведено промышленное опробование
сварки электрозаклепками в среде СО2 диафрагм пролетных
балок коробчатого сечения для мостовых кранов. После замены
169
Рис 94. Соединение диафрагмы с поясом балки:
а — нахлесточное с отбортованной стенкой диа-
фрагмы (сварка электрозаклепками); б — тавро-
вое, сваренное угловыми сплошными, прерывис-
тыми или точечными швами
ручной сварки диафрагм в узких местах внутри коробчатых балок
сваркой их электрозаклепками снаружи существенно улучшились
условия труда и в 2 раза повысилась производительность.
Однако для сварки тавровых соединений электрозаклепками
необходима дополнительная технологическая операция — отбор-
товка стенки, и, кроме того, в ряде случаев, например в местах
соединения диафрагмы с поясом пролетных балок мостовых кранов,
уменьшается жесткость соединения за счет появления эксцентри-
ситет е от оси электрозаклепки до стенки (рис. 94).
В связи с этим на Узловском машиностроительном заводе
им. Федунца предпочитают приваривать диафрагмы к стенкам
балки угловыми точечными швами [18].
В ИЭС им. Е. О. Патона была показана возможность замены
коротких швов угловыми точечными при полуавтоматической
сварке под флюсом для соединения ребер жесткости в тонколисто-
вых конструкциях. Сварку под флюсом угловыми точечными шва-
ми применяют при изготовлении тонколистовых судостроительных
конструкций из углеродистых и низколегированных сталей толщи-
ной до 2—5 мм. Применение угловых точечных швов при сварке
под флюсом соединений толщиной более 5 мм требует увеличения
расчетной площади сечения точек выше 45—50 мм2.
При сварке в среде СО2 можно получать тавровые соединения
с угловыми точечными швами на листах большей толщины, чем
при сварке под флюсом [18].
Об использовании угловых точечных швов при сварке в среде
СО2 для ручной прихватки отмечено Д. И. Вайнбоймом в работе
[25]. Угловые точечные швы использовали в качестве силовых при
изготовлении закладных деталей на Могилевском заводе железо-
бетонных изделий. Площадь среза одной точки составляла 100 мм2.
Соединения с угловыми точечными швами, сваренными в угле-
кислом газе, используются в автомобильной промышленности
США для металла толщиной до 2,3 мм [230].
Для установления оптимальных режимов сварки листов толщи-
ной 6 мм изучено влияние величины сварочного тока, напряжения
дуги и продолжительности сварки на геометрические параметры
точки и ее механические свойства [18]. Удовлетворительное фор-
мирование точек достигается при сварочном токе 400—500 А,
продолжительности сварки 1—3 с, скорости подачи электродной
проволоки 5,0—6,7 м/мин и напряжении дуги 30—40 В.
170
Основным показателем, характеризующим прочность точки,
является размер ее ядра, который зависит от провара по горизон-
тальной и вертикальной стенкам соединения. Технологию сварки
угловыми точечными швами в среде СО2 на листах толщиной 6 мм
освоили на Узловском машиностроительном заводе им. Федунца
при изготовлении кожухов механизированной крепи очистного
комплекса «Тула». При замене прерывистых сварных швов угло-
выми точечными швами производительность труда повысилась
в 2 раза, расход сварочной проволоки снизился на 30%; необхо-
димость в операции правки кожухов после сварки отпала.
Отсутствие исследований по усталости соединений с угловыми
точечными швами до недавнего времени приводило к необоснован-
ному выводу о невозможности их применения при сварке кон-
струкций, рассчитанных на действие переменных нагрузок.
Следует отметить, что точечная контактная сварка не исполь-
зуется для изготовления несущих элементов металлоконструкций
толщиной более 5 мм. Отчасти это объясняется отсутствием сва-
рочных машин. Кроме того, прочность при переменных нагрузках
соединений для толщин металла 5—6 мм, выполненных точечной
контактной сваркой, исследована недостаточно. Вместе с тем для
соединений, выполненных точечной контактной сваркой, отме-
чается [45, 147] значительное снижение несущей способности при
переменных нагрузках по сравнению со статической нагрузкой.
Основной причиной снижения несущей способности точечных
соединений при переменной нагрузке является наличие высоких
остаточных растягивающих напряжений и большой концентрации
рабочих напряжений в зоне точки [63].
Для повышения сопротивления усталости соединений, выпол-
няемых контактной точечной сваркой, предлагается применять
опрессовку точек в процессе сварки за счет приложения повышен-
ного давления на электроды [64, 147, 148]. В этом случае в зоне
точек наводятся благоприятные остаточные сжимающие напряже-
ния.
Д. А. Роговин исследовал возможность применения точечной
контактной сварки в крановых конструкциях и многочисленными
экспериментами при переменном растяжении и изгибе образцов
и натурных крановых узлов показал, что этот способ сварки
приемлем для приварки отбортованных диафрагм к вертикальным
листам главных балок на металле толщиной 5 и 6 мм [147].
Ниже приведены экспериментальные данные по усталости
различных моделей конструкций, сваренных электрозаклепками
и угловыми точечными швами.
Балки двутаврового сечения. В качестве моделей соединений
с угловыми точечными швами для испытаний на выносливость
в ЦНИИТМАШе [22] применяли балки составного двутаврового
сечения высотой 70 и шириной полки (в рабочей части) 40 мм
(рис. 95 и 96, а), аналогичные балке со сплошными и преры-
вистыми швами (см. рис. 84, а). Сварку угловых точечных швов
171
Рис. 95. Балка двутаврового сечения с угловыми точечными швами для испытания на
выносливость
выполняли полуавтоматом ПДПГ-500, снабженным электромаг-
нитным реле времени ЭВ-237 для обеспечения шаговой подачи
проволоки Св-08Г2С диаметром 2 мм в зону сварки [18]. Источ-
ником питания служил преобразователь ПСГ-500, отрегулирован-
ный на полого возрастающую характеристику. Держатель ДШ-54
переоборудован под сварку в среде СО2.
Исследования проводили с учетом следующих факторов: пара-
метров точечных швов (катет, длина и шаг), расположения точек
(шахматное, цепное), режимов сварки (табл. 47), положения изде-
лия при сварке («в угол» в нижнем положении, «в лодочку»)
и дефектов сборки и сварки.
Балки с точечными швами (серии № 6, 7, 8) преднамеренно
были взяты с дефектами (зазор между сопрягаемыми листами
2—2,5 мм; подрез глубиной до 1,5—2 мм и непровар.
Усталостная прочность балок с точечными швами 10-20Z65,
выполненными в среде СО2 по режиму 2 (табл. 47), на 22—36%
ниже прочности балок с двусторонними сплошными швами и на
9—22% ниже прочности балок с прерывистыми швами (серии
№ 2 и 3 см. табл. 38 и серии № 2, табл. 48). Высокой отпуск привел
к снижению усталостной прочности балбк на 10%, что, по-види-
Рис. 96. Схема нагружения при испытании на выносливость балок с продольным (а
и поперечным (б) расположением угловых точечных швов относительно полки
172
Таблица 47
Режимы сварки угловых точечных швов
№ ре- жима № серии Ток, А Напря- жение дуги, В Время сварки, с Скорость подачи электродной проволоки, м/мин Усилие среза на одну точку, кгс
1 1 350—400 32 0,5—0,6 12 1900—2100
2 2, 3, 4, 5, 8, 11, 12 460 31—32 1,5—1,8 6,25 3200 3400
3 9 500 31—32 1,5-1.8 6,6 3300—3500
4 6 300—310 35 4 — —
5 7 300—310 40 2 — —
е 10 480 33 1,5—1,8 6,4 —
7 13 450—470 31 2 6,25 —
Таблица 48
Результаты испытаний на усталость балок двутаврового
сечения с угловыми точечными швами
№ серии Типы швов Сварка полуавтома- тическая Предел выносли- вости, кгс/мм2 (на базе 2-10’ циклов)
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 И 12 13 КОГО Пров Двусторонние точечные шахматные 6-12Z65 * (рис. 97, а) Двусторонние точечные шахматные 10-20Z65 (рис. 97, б) То же » » Двусторонние точечные шахматные (с дефектами в виде подреза) То же (с дефектами в виде непровара) То же (балки собраны под сварку с зазором) Двусторонние точечные шахматные 10-20Z65, выполненные на форси- рованном режиме Двусторонние точечные шахматные 10-20Z65, сваренные «в лодочку» Двусторонние точечные шахматные 10-20Z40 (рис. 97, в) Двусторонние точечные цепные 10-20/40 (рис. 97, г) Двусторонние точечные шахматные 10-20Z65 (рис. 97, б) * Первая цифра обозначает катет шва, по шва, мм. ** Отпуск при температуре 620° С олоки. **** Швы упрочнены бойком с поы В среде угле- кислого газа То же » » » » » » » Под флюсом следующие — дли „ 3 ч. ♦*♦ Швы уп ощью пневмомоло 9,5 10,5 9,5 ** 11,5 *** (113,5-15,5)**** 7,5 7,5 5,5 9,5 9,5—10,5 8,5—11,5 7; 5 9,5 «у и шаг точеч- рочиевы пучком гка.
173
Рис. 97. Рабочая часть балок двутаврового сечения
с угловыми точечными швами:
п — двусторонние шахматные 6-12Z6S (серия № 1);
б — двусторонние шахматные 10-20Z65 (серии № 2—10,
13); в — двусторонние шахматные 10-20Z40 (серия K's 11);
г — двусторонние цепные 10-20/40 (серия № 12)
мому, связано с разупрочнением металла
в околошовной зоне, а различия в техно-
логии (сварка в углекислом газе «в угол»
на основном и форсированном режимах,
«в лодочку» и сварка под флюсом) не изме-
нили сопротивления их усталости. Так,
в сериях № 2, 9, 10, 13 (табл. 48) предел
выносливости составил 9,5—10,5 кгс/мм2.
Уменьшение шага с 65 до 40 мм при
шахматном расположении точек привело
к снижению предела выносливости с 10,5
до 8,5 кгс/мм2 (серии № 2 и И). У балок
с шахматным расположением швов пре-
делы выносливости были на 13—35% выше,
чем у балок с цепным расположением
такого же шага (серии № 11, 12).
Аналогичный вывод был сделан при исследовании выносли-
вости соединений с прерывистыми швами, выполненными ручной
дуговой сваркой, с шахматным и цепным расположением швов
12551.
Поверхностное упрочнение угловых точечных швов пучком
проволоки и одиночным бойком повысило выносливость балок
на 10—47%. Балки с точечными швами, упрочненными одиночным
бойком, имели такую же несущую способность, как и балки со
сплошными швами
(по амплитуде изгибающих моментов и по
напряжениям). Она оказалась на 17% выше,
чем у балок с неупрочненными прерывистыми
швами (серии № 2 и 3, см. табл. 38).
Низкие значения предела выносливости —
5,5 и 7,5 кгс/мм2 (с^рии № 6, 7, 8) получены
на балках с намеренно созданными дефектами
(подрез, непровар, зазор между листами 2—
2,5 мм), что свидетельствует о недопустимости
грубых дефектов при сборке и сварке кон-
струкций.
Рис. 98. Характер расположения усталостных трещин в бал-
ках двутаврового сечения с точечными швами:
а — серии № 1; б — серий № 2—7, 9—13; в — серии № 8
(/—VI — типы излома)
174
Рис. 99. Балка коробчатого сечения с угловым точечным швом для испытания на вы-
носливость
Анализ расположения усталостных трещин показывает, что
наибольшее число повреждений происходит около края точки
по границе точки с переходом на полку (типы III, IV, рис. 98).
В балках серии № 1 со швами катетом 6 мм разрушение происхо-
дило вдоль точечного шва (типы I, II). В балках серии № 5 с по-
верхностно упрочненными точечными швами изломы шли поперек
точки (тип V) и вне точки, по рабочему сечению балки. Указанные
типы изломов в балках серии № 5 свидетельствуют о высокой
эффективности поверхностного упрочнения, которое нейтрализует
край точки, являющийся концентратором напряжения.
Балки коробчатого сечения. Предел выносливости балок короб-
чатого сечения с диафрагмой, приваренной односторонним еди-
ничным точечным швом (катетом 10 и длиной 20 мм), расположен-
ным поперек полки (см. рис. 96, б и 99), составил 7,5—9,5 кгс/мм2,
что на 10—30% ниже предела выносливости балки двутаврового
сечения с двусторонними точечными шахматными швами 10-20Z65,
расположенными вдоль полки (серии № 2, см. табл. 48).
Усталость соединений с электрозаклепками, выполненными
в среде СО2, определяли на балках (рис. 100), имитирующих узел
соединения отбортованной диафрагмы толщиной 6 мм с вертикаль-
ными поясами пролетных балок мостовых кранов [1211. Мате-
риал — листовая сталь СтЗ мартеновской плавки толщиной 6 мм
(о\ = 24,5 кгс/мм2; ап -- 40,6 кгс/мм2; 610 = 35%).
Полки, накладываемые на собранную из двух согнутых уголь-
ников коробку, приваривают электрозаклепками с двух сторон
в средней рабочей части балки. В головках образцов угольники
сваривали между собой ниточными швами с катетом 3—4 мм.
Составную балку без электрозаклепок по длине рабочей части
не сваривали.
Сварку в среде СО2 выполняли полуавтоматом ПДПГ-500
со встроенным реле времени РВ4-1, электродной проволокой марки
176
Рис. 100. Балка коробчатого сечения с электрозаклепками для испытания на выносли-
вость
Св-08Г2С диаметром 2 мм (ГОСТ 2246—70). Сварочный ток соста-
влял 500 А, напряжение на дуге 40 В; продолжительность сварки
одной электрозаклепки 4,5 с [26]. Диаметр ядра электрозаклепок
в месте контакта листов составлял 8—10 мм. В качестве электро-
заклепочника применяли держатель типа ДШ-54, приспособленный
для сварки электрозаклепок и угловых точечных швов [18].
Использовали осушенную. углекислоту, содержащую не менее
98,5% СО2 (ГОСТ 8050—64).
Прочность балок коробчатого сечения с электрозаклепками
(без дополнительной обработки после сварки) оказалась на 56%
ниже прочности аналогичных балок составного сечения (табл. 49).
Столь значительное снижение прочности объясняется совместным
действием концентрации напряжений, создаваемой электрозаклеп-
кой (Ка = 2,3), и значительными по величине растягивающими
остаточными напряжениями.
Таблица 49
Результаты испытаний на усталость балок с электрозаклепками
№ серии Наименование серии испытаний сварных балок о_ на базе 2-10® циклов к = о а-1
х кгс/мм2 %
1 В исходном состоянии 5,5 44 2,3
2 После отпуска (при 620° С, 2 ч) . . 7,5 60 1,7
3 После поверхностного наклепа элек- трозаклепок 9,5—10,5 76—84 1,3—1,2
4 Балки составного сечения (без элек- трозаклепок) 12,5 100 —
Примечание, о 1 — предел выносливости составных балок из основ-
ного металла; — предел выносливости балок с электрозаклепками
176
Рис. 101. Типы изломов от уста-
лости балок с электрозаклепками:
I — по краю электрозаклепки
в полке; II — по электрозаклепке
в полке; III — по краю ядра элек-
трозаклепки в стенке
Разрушение от уста-
лости в большинстве балок
начиналось от края элек-
трозаклепки с внешней
стороны полки (рис. 101,
тип I) и при продолжении
испытаний переходило на
стенку. Только в двух
балках излом произошел по электрозаклепке (тип П). При этом
трещины начинались изнутри от контура ядра электрозаклеп-
ки, в месте соприкосновения полки с отбортованной частью стенки.
В этих двух балках был больший по сравнению с остальными бал-
ками зазор между листами и недостаточная глубина проплавления.
После применения высокого отпуска выносливость балок повы-
силась на 36% (см. табл. 49). Усталостные трещины в этих балках
были расположены у края электрозаклепок с внешней стороны
полки (рис. 101, тип I).
Однако высокий отпуск не всегда эффективен для повышения
прочности соединений. Так, в ступенчатых балках, сваренных
электродами ЦМ-7 и в Среде СО2 (серии № 19 и 22; см. табл. 41),
а также в балках с угловыми точечными швами (серия № 3, см.
табл, 47) после отпуска замечено снижение сопротивления уста-
лости на 10—15%.
Высокий отпуск, снижая сварочные остаточные напряжения,
одновременно разупрочняет металл в околошовной зоне. Совме-
стное влияние указанных факторов определяет эффективность
применения отпуска для повышения сопротивляемости соединений
усталостному разрушению.
Наибольшее сопротивление усталости достигнуто в результате
наклепа поверхности электрозаклепок и прилегающей зоны основ-
ного металла пучком проволоки; прочность этих балок по сравне-
нию с неупрочненными повысилась на 73—90% и составила 76—
84% от прочности составных балок (табл. 49). Разрушение упроч-
ненных балок носило иной характер: трещина начиналась не от
поверхности полки, где действуют максимальные напряжения,
а от контура ядра электрозаклепки в отбортованной части стенки
(рис. 101, тип Ш).
В ГДР исследовано влияние сварных электрозаклепочных
швов, выполненных в углекислом газе, на несущую способность
конструкций лонжерона [214]. Модели лонжерона сечением
30X 160 мм изготовляли из стали St. V23 (TGL9559) * толщиной
* Нормы ГДР.
12 И. В. Кудрявцев
177
2 мм, содержащей 0,20% С; диаметр ядра электрозаклепок 7,4—
9,1 мм. Предел выносливости моделей при симметричном изгибе и
шаге между электрозаклепками, равном 200 мм, составил 7 кгс/мм2,
а при шаге, равном 100 мм, — 15 кгс/мм2. Несущая способность
электрозаклепок при сварке внахлестку листов толщиной до 2 мм
(образцы шириной 50 мм) оказалась большей, чем у точек, выпол-
ненных контактной сваркой, а при сварке листов тощиной2,5 мм —
наоборот.
Сварные профили специальной формы. Проведенные в ГДР
исследования прочности соединений с точечными швами, сварен-
ными под флюсом специальным аппаратом, показали, что точечные
валиковые швы могут конкурировать с прерывистыми [234].
Образцы (см. рис. 93) с точечными швами 5-10Z30, сваренными
под флюсом в шахматном порядке, имели предел выносливости
на 30% ниже, чем аналогичные образцы с прерывистыми шах-
матными швами 4-75Z150, также выполненными под флюсом
[234 ]. Однако указанные образцы с точечными швами имели предел
выносливости 15 кгс/мм2, что соответствует прочности шахматного
шва 4-75Z150, выполненного ручной сваркой (ог — 13 ч-16 кгс/мм2),
и почти вдвое превышает прочность образцов с цепным швом
(ог = 64-9 кгс/мм2) [255].
Это открывает возможность в определенных случаях применять
сварку точечными валиковыми швами для конструкций, работаю-
щих при переменных нагрузках.
Весьма перспективным является применение в некоторых кон-
струкциях, работающих при переменных нагрузках, электро-
заклепок и валиковых точечных швов, в особенности с дополни-
тельной обработкой их поверхностным пластическим деформиро-
ванием. Часто точечные угловые швы по прочности не уступают
прерывистым швам, поэтому их используют в конструкциях кра-
нов, автомобилей, судов и др.
ГЛАВА СОПРОТИВЛЕНИЕ УСТАЛОСТИ
JX СВАРНЫХ РОТОРОВ, КОЛЕНЧАТЫХ
1Л И КАРДАННЫХ ВАЛОВ
В последнее время все чаще при изготовлении ро-
торов газовых турбин, коленчатых валов дизелей и автомобилей,
а также автомобильных карданных валов используют новые
конструктивные и технологические решения, базирующиеся на
различных сварочных процессах, взамен существующих сборных,
литых или цельнокованых конструктивных исполнений.
Во всех случаях переход на сварной вариант конструкции
должен быть обоснован экспериментальными данными по усталост-
ной прочности крупногабаритных моделей или узлов изделий,
а также экономическими расчетами.
СВАРНЫЕ КОМПОЗИТНЫЕ РОТОРЫ
ГАЗОВЫХ ТУРБИН
Применение в современном газотурбостроении композитных
сварных роторов, позволяя создавать новые конструкции машин
со сниженным расходом дорогостоящих высоколегированных
сталей и специальных сплавов, является весьма перспективным.
Для роторов газовых турбин, работающих при температуре
550—650° С, используют обычно аустенитные стали, а при темпе-
ратуре выше 650° С — сплавы на никелевой основе. При этом
опыт изготовления сварных роторов из сплавов на никелевой
основе в мировой пратике неизвестен.
В ЦНИИТМАШе разработана технология сварки и термической
обработки композитного ротора газовой турбины, выполненного
из никелевого сплава ХН70ВМЮТ (ЭИ765) и аустенитной стали
(Х16Н25М6).
Работоспособность сварных конструкций роторов обычно оцени-
вается испытаниями на длительную прочность при высоких темпе-
ратурах образцов соединений и основного металла, а также модель-
ными испытаниями на разгон роторов в специальных испытатель-
ных установках. Имеющиеся сведения по сопротивлению уста-
лости сварных соединений турбинных роторов весьма ограничены
12*
179
[62, 137 J. Роторы газовых турбин в эксплуатации подвергаются
воздействию циклически меняющихся нагрузок. Поэтому рекомен-
дации по применению сварных роторов могут быть даны лишь
после проведения * необходимого комплекса исследовательских
работ по оценке их работоспособности.
Для надежной оценки несущей способности сварных конструк-
ций ротора важными являются исследования усталости крупных
моделей (образцов), соизмеримых по размерам с ротором и отобра-
жающих его конструкцию и технологию изготовления. Эти иссле-
дования позволят установить долговечность и уровень разрушаю-
щих знакопеременных напряжений, а также характер разрушения
от усталости однородных и разнородных соединений ротора.
Соответствующие исследования были проведены в ЦНИИТМАШе
[89]. Несущую способность сварных газотурбинных роторов при
переменных нагрузках оценивали по испытанию на усталость
крупных моделей, отражающих различные конструктивно-техно-
логические решения исполнения сварных стыков: формы разделок
кромок под сварку, конструкции корневой части’шва, композиции
электродов и термической обработки
Модели композитного ротора для испытания на усталость пред-
ставляли собой крупные цилиндрические полые образцы диаметром
250 мм, выполненные из двух дисков никелевого сплава ХН70ВМЮТ
и двух концевиков из аустенитной стали Х16Н25М6 (рис. 102)
и имеющие, таким образом, сварные стыки из однородных и разно-
Деталь разделки
Рис. 102. Модели сварного ротора для испытания на усталость:
а — с жесткими концевиками, сварной стык с подкорневой полостью; б — с уменьшенной
жесткостью концевиков, сварной стык без подкорневой полости (/ — сталь Х16Н25М6:
2 — сплав ХН70ВМЮТ; 3 — сталь Х16Н26М6)
180
Рис. 103. Сплошные цилин-
дрические образцы для испы-
тания на усталость:
а — гладкий основного ме-
талла; б — основного ме-
талла с кольцевым надрезом;
о — из сварной трубной за-
готовки (/ и 2 кольца из
сплава ХН70ВМЮТ; 3 —
кольцо из стали Х16Н25М6)
Рис. 104. Разделка кромок
под сварку моделей^роторов:
а — стык с остающимся под-
кладным кольцом (образцы
ЗА и 2Б'); б — стык с приса-
дочной плавящейся вставкой
(образец 2Б)
родных материалов. Кроме того, были проведены испытания на
усталость основного металла и сварных соединений на малых
образцах двух видов: трубных диаметром 28/16 мм (см. рис. 81)
и сплошных цилиндрических диаметром 8 мм (рис. 103) из заготовки
диаметром 264 мм. Для сварки использовали электроды ЦТ-28
Рис. 105. Модель сварного ротора м лабораторный образец
181
Рис. 106. Модель сварноги ротора, установленная под сварку в манипуляторе
(наплавленный металл Х15Н60М15В4), дающие более прочный,
но не менее пластичный шов.
Разделка кромок под сварку показана на рис. 104 для моделей
роторов (рис. 105) и на рис. 81 для трубных образцов.
Стыки ротора собирали на прихватах с установкой на специаль-
ном манипуляторе с роликовыми опорами (рис. 106). Первый кор-
невой слой выполняли в двух вариантах: на непроплавляемом
подкладном кольце из стали 121Х18Н9 и на расплавляемой вставке
из проволоки Х15Н65М15. Было исследовано несколько вариан-
тов термической обработки основного металла и сварного ротора.
Установлено, что наилучшим вариантом является следующий.
Перед сваркой поковки из сплава ХН70ВМЮТ подвергали
закалке при температуре 1150° С (3 ч) в масле, поковки из стали
Х16Н25М6 — закалке 1180° С (3 ч) в $оде. Термическая обработка
ротора после сварки: нагрев до температуры 550° С со скоростью
100—150° С в час, выдержка при этой температуре 1 ч, нагрев
до температуры 950° С со скоростью 100° С в час, выдержка 2 ч,
охлаждение с печью до температуры 800° С, выдержка 20 ч,
охлаждение с печью до 400° С, а затем на воздухе.
Для сопоставления со сварными моделями определяли проч-
ность при переменных нагрузках крупного образца диаметром
260 мм, моделирующего конструкцию сборного ротора со штифто-
выми соединениями (рис. 107). Образец состоял из двух дисков
из сплава ХН70ВМЮТ и двух концевиков из стали Х16Н25М6,
выполненной методом электрошлакового переплава. Диски под-
вергали термической обработке по режиму: закалка с температуры
182
1150° С (3 ч) в масло, отпуск при
800° С с выдержкой 20 ч; конце-
вики по режиму: закалка с тем-
пературы 1040—1060° С (1 ч)
в масло, отпуск при температуре
680—690° С (5 ч).
Сопрягаемые детали запрессо-
вывали в холодном виде. Стыковые
соединения сборного образца соби-
рали на цилиндрических стальных
штифтах с натягом. Каждый из
трех стыков собирали на три-
дцати полированных и омеднен-
ных штифтах.
Испытания на усталость круп-
ных моделей сварных роторов и
ротора со штифтовыми соедине-
ниями проводили при комнатной
температуре на установке типа
У-200 конструкции ЦНИИТМАШа
[197] резонансного принципа на-
гружения по симметричному из-
гибу с частотой 1600—2100 колеба-
ний в минуту.
Испытания на усталость при
симметричном изгибе с вращением
малых цилиндрических образцов
(при комнатной и высоких темпе-
ратурах) трубчатых образцов (при
комнатной температуре) проводили
на машинах типа Я-8М и УИПМ-20
при частоте нагружения 3000 и
2850 колебаний в минуту.
Выносливость моделей сварного
и сборного на штифтах роторов
устанавливали по испытанию од-
ного образца методом последова-
тельного ступенчатого увеличения
напряжений через каждые 107 цик-
лов до появления первой трещины.
Пределы выносливости малых
трубных и сплошных цилиндри-
ческих образцов устанавливали
обычным методомдлительных испы-
таний на шести-десяти образцах
(107 циклов); результаты испыта-
ний этих образцов приведены
в табл. 35 и 50.
Рис. 107. Модель сборного ротора со штифтовыми соединениями
183
ГО
U
S
Ч
ю
ГО
Н
Пределы выносливости основного металла и сварных соединений по результатам
испытаний сплошных цилиндрических образцов
Предел I выносли- вости, кгс/мм2 24,5 39,5 | 19,5 | | S‘I5 26,5 26,5 13,5 1 15,5
Темпе- ратура, °C | 20,0 | 650 | 20 | 650 | О сч 600 | 03 600
:ой обработки электрод изделия после сварки
Режим термическ основного металла Закалка с температуры 1150° С (3 ч) масло; отпуск при температу- ра оопо г /па тт\ Г*' 3 D 3 о ГО Q Ф К S о го м Ч го го СП 1180° С (2 ч) в воду; двойной отпуск: при 700° С (50 ч) и 800° С . (ь 01)
S я к 0 3 К о Гладкий образец (см. рис. 103, а) Образец с надрезом (см. рис. 103, б) I Гладкий образец | (см. рис. 103, а) Образец с надрезом (см. рис. 103, б)
Объект и основной металл ' Сг'ггттап ХН70ВМЮТ) С основной металл (сталь Х16Н25М6)
1 21,5 33,5 | to о со 2 1 25,5 | I 22,5 I <20
О см 650 650 О CN | 600 009
ЦТ-31 ЦТ-28 ЦТ-31 ЦТ-28
Отпуск при 800° С (Ю ч) Двойной отпуск: при 950° С (2 ч) и при 800° С (20 ч) Отпуск при 800° С (Ю ч) Двойной отпуск: при 950° С (2 ч) и при 800° С (20 ч)
Закалка с температуры 1150° С (3 ч), отпуск при 800° С (10 ч) Сплав ХН70ВМЮТ: за- калка с 1150° С (3 ч), отпуск при 800° С (Ю ч) Сталь Х16Н25М6: за- калка с 1180° С (2 ч), отпуск при 700° С (50 ч)
Детали из сплава ХН70ВМЮТ Детали из сплава ХН70ВМЮТ с де- талью из стали Х16Н25М6
Сварное соединение (рис. 103, в)
184
Рис. 108. Расположение усталост-
ных трещин в крупных моделях
сварных роторов, выполненных
из стали Х16Н25М6 (/) и сплава
ХН70ВМЮТ (2), с жесткими кон-
цевиками
Рис. 109. Характер усталостного
разрушения моделей сварного
ротора с жесткими концевиками
Прочность при переменных нагрузках крупных моделей рото-
ров оценивали с учетом конструкции корневой части швов, кон-
структивного оформления сварных стыков (влияние податливости
сопрягаемых элементов), композиции металла шва, режимов тер-
мической обработки как основного металла под сварку, так и
изделий после сварки.
Всего было испытано на усталость восемь моделей сварного
ротора. Для пяти моделей ротора, имеющих резкие концентраторы
напряжений в подкорпевой полости шва и выполненных с меньшей
податливостью сопрягаемых элементов (см. рис. 102, а), разру-
шающие напряжения составляли 3,4—5,1 кгс/мм2 при долговеч-
ности в пределах 1,8 • 10е — 2 • 107 циклов. В изломах этих моделей
были обнаружены трещины, появившиеся до испытаний. Происхо-
ждение этих трещин, по-видимому, следует отнести за счет темпе-
; ратурных перепадов при термической обработке, хотя не исключена
вероятность появления этих трещин и в связи со сварочным про-
цессом. Разрушение происходило по разнородным швам вблизи
подкорневой зоны со стороны стального концевика (рис. 108
и 109). Разрушений однородного сварного стыка ротора при испы-
тании на усталость не наблюдалось. Нужно отметить, что однород-
ный стык находился в более благоприятных условиях — он был
более податлив, чем крайние разнородные швы, расположенные
вблизи массивных стальных концевиков.
Наибольшей несущей способностью при циклической ступенча-
той нагрузке обладали модели ротора с большей податливостью
сопрягаемых элементов и сварными стыками без корневой полости
(см. рис. 102, б).
185
Образец ЗА имел кромки сварных стыков, подготовленные
по схеме рис. 104, а, сварку выполняли электродами ЦТ-28 на
остающемся подкладном кольце из стали 121Х18Н9, наплавленном
электродами ЦТ-28. Сварные стыки образца 2Б были выполнены
по схеме рис. 104, б. В разделку вводили присадочное кольцо
из аустенитной проволоки специального профиля; корневой шов
выполняли аргонодуговой сваркой неплавящимся электродом;
заполнение разделки по всему сечению выполняли электродами
ЦТ-28. Сварные стыки не имели посадочных поверхностей для
сборки под сварку, что было обусловлено вынужденным исполь-
зованием материала уже испытанных на усталость образцов.
В образцах ЗА и 2Б материал дисков и концевиков под сварку
был подготовлен в более пластичном состоянии. После сварки
поверхность швов зачищали абразивным камнем, затем ротор
термически обрабатывали в электропечи по режиму: нагрев до
температуры 950° С (2 ч) и нагрев до температуры 800° С (20 ч),
после чего подвергали механической обработке.
Результаты испытаний моделей сварных роторов приведены
в табл. 51.
Образец ЗА был разрушен (рис. НО, с) при о = 12 кгс/мма
(Л46 — 603 600 кгс-см) по нижнему шву, после того как прошел
без повреждения 50 млн. циклов испытаний при напряжениях
в нижнем шве о — 3,4; 6,5; 8 и 10 кгс/мм2. Трещина усталости
началась в корневой части нижнего шва от подкладочного кольца
вблизи стального концевика.
Разрушение образца 2Б произошло при нагружении изгибаю-
щим моментом /И4 = 503 000 кгс-см, после того как, подобно
образцу ЗА,он прошел без повреждения на трех ступенях нагрузки
в общей сложности 40 млн. циклов. Излом произошел по основному
Таблица 51
Результаты испытаний на усталость моделей сварных роторов
Обра- зец Сте- пень на- грузки м, КГС-СМ <у (кгс/мм2) в шве N, млн, Состояние образца
ниж- нем сред- нем верх- нем
1 210 000 3,4 3,2 3,0 10 Без повреждений
2 327 000 6,5 6,0 5,8 20 То же
ЗА 3 402 000 8,0 7,9 7,7 10 »
4 503 000 10,0 9,8 9,6 10 »
5 603 600 12,0 11,7 11,5 0,7 Сломался
1 210 000 3,4 3,3 3,0 10 Без повреждений
2Б 2 327 000 6,5 6,3 5,7 20 То же
3 402 000 8,0 7,6 6,7 10 »
4 503 000 10,0 9,3 9,0 4,7 Сломался
186
Рис. ПО. Модели сварного ротора после усталостного разрушения:
а — образец ЗА; б — образец 2Б
металлу (сталь Х16Н25М6) на значительном расстоянии от верх-
него шва (рис. ПО, б); все три шва остались неповрежденными.
Трещина усталости возникла внутри образца у места сопряжения
галтельной и цилиндрической частей концевика.
При растачивании концевика резцом был допущен небольшой
дефект в виде кольцевой риски, являющейся концентратором
напряжений и приведшей к преждевременному разрушению
образца по основному металлу вдали (в 88 мм) от верхнего сварного
шва. Неблагоприятное воздействие сварки на основной металл
в данном случае было исключено. Следовательно, кольцевой надрез
в месте сопряжения галтели с цилиндрической частью оказался
более сильным концентратором напряжений, чем сварной шов.
Сталь Х16М25М6 очень чувствительна к концентрации напря-
жений. Эффективный коэффициент концентрации напряжений,
установленный при испытании на выносливость цилиндрических
образцов с надрезом при температуре 20° С, составил Ко 2
(см. табл. 50).
Поэтому при конструировании сварных узлов ротора надо
стремиться по-возможности уменьшать концентрацию напряжений
за счет более плавных сопряжений и тщательной механической
обработки (отсутствие рисок на поверхности). Разрушенный по
основному металлу образец 2Б был использован повторно. На
187
Сопрягаемых торцовых поверхностях двух частей [из стали
Х16Н25М6 (1) и сплава ХН70ВМЮТ (2)] нового образца 2Б
(рис. 111) были подготовлены кромки под сварной стык, выполнен-
ный на подкладном кольце аналогично образцу ЗА. Внутренняя
часть концевика из стали Х16Н25М6 была выполнена с более
плавным сопряжением геометрических переходов от сварного
стыка к телу концевика.
После сварки дополнительного стыка образец 2Б' термической
обработке не подвергали, с тем чтобы сохранить для трех основных
сварных швов прежнюю технологию их выполнения и продолжить
их прочностные испытания. Усилие шва снимали резцом. Рабочую
поверхность образца, включая дополнительный шов, подвергали
упрочнению вибрирующим роликом (рис. 111) для исключения
возможности разрушения нового шва, не подвергнутого термиче-
ской обработке и в связи с этим находящегося в более неблагоприят-
ном положении по сравнению с тремя основными швами.
Испытания трех основных швов образца 2Б' были продолжены
на той же ступени нагрузки (Л14 = 503 000 кгс-см), на которой
были завершены испытания образца 2Б. В нижнем шве образца
2Б' напряжение было прежним (10 кгс/мм2). При этой нагрузке
образец 2Б' прошел до разрушения 49 560 циклов испытания.
Излом образца произошел по верхнему основному шву изнутри
от корневой части со стороны стали X16Н25М6 (рис. 111). Основные
средний и нижний швы и даже дополнительный шов не были
повреждены. Нижний и средний основные швы в общей сложности
при ступенчатой циклической нагрузке прошли 44,75 млн. циклов.
Рис. 111. Расположение усталостных трещин в моделях роторов с уменьшенной.жесткостью
концевиков:
н — нижний; с ~ средний и в — верхний швы (Z — поверхность образца обработана ви-
брирующим роликом; II — дополнительный сварной шов (без термической обработки);
(/) — сталь Х16Н25М6; (2) — сплав ХН70ВМЮТ
188
Рис. 112. Модель сборного на штифтах
ротора после усталостного разрушения
Следовательно, за счет со-
здания более плавного перехода
от сварного стыка к концевику
образец 2Б' разрушился по свар-
ному шву, а не по основному
металлу, как образец 2Б.
Из восьми испытанных моде-
лей сварных композитных рото-
ров семь моделей разрушились
по сварному шву со стороны
концевика из стали Х16Н25М6.
Лишь в одном образце трещина
усталости возникла по основ-
ному металлу вдали от сварного
стыка. Разрушений по одно-
родному соединению сплава
ХН70ВМЮТ не было.
Оценивали прочность при переменных нагрузках образца,
моделирующего конструкцию ротора со штифтовыми соединениями.
Образец, пройдя без повреждений первую ступень нагрузки
(Мг = 210 000 кгс -см) в течение 11 млн. циклов, на второй ступени
(М2 = 315 000 кгс-см) после 1,8 млн. циклов был разрушен.
Разрушение произошло в штифтовом соединении по сечению коль-
цевого выступа концевика, ослабленного отверстиями под штифты
(рис. 112).
Исследование показало, что модели сварного ротора обладают
большей несущей способностью при переменных нагрузках (по
изгибающему моменту), чем модель сборного на штифтах ротора.
Однако моменты сопротивления моделей штифтового и сварного
роторов сильно различаются между собой. Поэтому оценка несущей
способности этих моделей по величине разрушающего изгибаю-
щего момента может носить только условный характер Точный
расчет напряжений в модели сборного ротора затруднен. Однако
если считать момент сопротивления по сечению нетто (в месте
разрушения), то номинальное разрушающее напряжение модели
сборного ротора оказывается таким же, как и для сварного, т. е.
более 10 кгс/мм2.
Экспериментальное определение выносливости сварных компо-
зитных роторов, а также сравнение данных испытаний сварных
и сборных на штифтах моделей ротора показывают, что изготовле-
ние роторов для заданных условий эксплуатации в сварном ва-
рианте более рационально.
На Невском машиностроительном заводе им. В. И. Ленина [137]
опытный сварной ротор, состоящий из диска газовой турбины
189
(сталь ЗХ19Н9МВБТ) и вала компрессора (сталь 34ХНЗМФ),
был подвергнут вибрационному испытанию на специальном стенде
с помощью вибратора с частотой колебаний вала около 107 Гц.
Вал в районе сварного шва имел трубчатое сечение диаметром
220/70 мм. При этом в сварном шве изгибные напряжения соста-
вляли 1,4 кгс/мм2. Вал находился под нагрузкой 48 ч (1,85-10’
циклов)
СВАРНЫЕ КОЛЕНЧАТЫЕ ВАЛЫ
При изготовлении многоопорных коленчатых валов современ-
ных мощных дизелей применяют слитки и поковки массой, пре-
вышающей соответственно в 8—10 и в 4—5 раз массу окончательно
обработанного вала. Для обработки коленчатого вала используют
прессы усилием до 12 000 т, уникальное станочное оборудование
и мощные подъемно-транспортные средства. При механической
обработке кованого коленчатого вала перерезаются волокна
поковки, что приводит к снижению прочности детали.
В связи с этим упрощение технологии производства крупных
коленчатых валов является весьма актуальной проблемой. За по-
следние годы была разработана технология изготовления крупных
коленчатых валов методом контактной сварки оплавлением [67,
273].
ИЭС им. Е. О. Патона совместно с заводом «Русский дизель»
были проведены опытные работы [67 ] по изготовлению крупных
(диаметр шейки 200 мм) многоопорных коленчатых валов из штам-
пованных элементов стали 34ХН1М методом контактной сварки
непрерывным оплавлением.
Механические испытания образцов, вырезанных из разных зон
шва сваренных одноколенных натурных элементов, показали, что
соединения (после закалки с температуры 850° С и отпуска при
600° С) практически равнопрочны с основным металлом.
Сварной коленчатый вал (с шестью коленами) после термиче-
ской и механической обработки был установлен на дизеле. В соот-
ветствии с программой испытаний вал отработал 1550 ч [67 ].
Был изготовлен крупный многоопорный коленчатый вал из отдель-
ных штампованных элементов путем сочленения их контактной
стыковой сваркой непрерывным оплавлением. Установлено, что
сварные коленчатые валы экономичнее, чем валы, изготовленные
свободной ковкой на прессах.
В ЦНИИТМАШе[155] были проведены усталостные испытания
натурных одноколенных секций крупных коленчатых валов
(рис. 113). Каждую одноколенную секцию изготовляли из средне-
легированной стали 34ХН1М: двух шеек с полушейками и двух
специальных хвостовиков для крепления в захватах испытатель-
ной машины. Указанные элементы изготовляли на заводе «Русский
дизель» из отдельных поковок (кубической формы для шеек с полу-
шейками и цилиндрической формы для хвостовиков) с учетом при-
пусков на сварочные операции и окончательную механическую
190
Рис. 113. Натурная секция сварного коленчатого
вала из стали 34ХН1М для испытания на уста-
лость
обработку. Сварка натурных секций
коленчатого вала была выполнена
в ИЭС им. Патона на стыкосварочной
машине К-190. После сварки валы
подвергали закалке с температуры
850—870° С (3 ч) в' масло и отпуску
при 630—660° С (5 ч).
Испытания на усталость натурных секций сварных коленчатых
валов проводили на машине типа УП-200 конструкции ЦНИИТ-
МАШа при симметричном изгибе на базе 10’ млн. циклов.
Были испытаны два вала: первый при напряжениях
±5,0 кгс/мма (по расчету на сечение шатунной шейки) и
± 18,0 кгс/мм2 (по расчету на сечение наименьшего сопротивления,
т. е. по щеке;); второй при напряжениях ±7,0 кгс/мм2 (по шейке)
и ±22,0 кгс/мм2 (по щеке). Оба вала разрушились по шейке, по
сечению наименьшего сопротивления (рис. 114). Разрушение нача-
лось в галтелях коренной и шатунной шеек в местах, прилегающих
к наименьшему сечению щеки (рис. 115). Первая трещина образо-
валась в наиболее нагруженной галтели шатунной шейки.
Для коленчатых валов (в том числе и для сварных) имеется воз-
можность дополнительного повышения усталостной прочности за
счет применения поверхностного наклепа галтельного сопряже-
ния. После упрочняющей чеканки вибрирующим роликом галтелей
коренных и шатунных шеек секция коленчатого вала прошла базу
испытаний 107 циклов при напряжениях ±5,0 кгс/мм2 (по шейке)
и ± 10,6 кгс/мм2 (по щеке). Секция коленчатого вала с неупрочнен-
ными галтелями, испытанная на этом же уровне напряжений, сло-
малась после 1,1-106 циклов.
Результаты усталостных испытаний натурных секций крупных
сварных валов позволили сделать вывод, что метод контактной
сварки непрерывным оплавлением можно применять для изготовле-
ния многоопорных коленчатых валов мощных дизелей [155].
Зона сварного шва, расположенная посередине шатунных и корен-
ных шеек, не является опасной с точки зрения сопротивления
усталости. Испытания натурного вала дизеля, состоящего из
восьми подобных секций и изготовленного по указанной выше тех-
нологии, были проведены на специальном стенде завода «Русский
дизель». Результаты испытаний подтвердили возможность изго-
товления крупных коленчатых валов дизелей методом контактной
сварки и равнопрочпость указанных сварных валов цельнокова-
ным валам.
В работе [279] рассмотрены вопросы экономически выгодного
применения электрошлаковой сварки при производстве больших
корабельных коленчатых валов из мелкозернистой низколегиро-
191
Рис. 114. Изломы натурных секций сварного коленчатого вала:
а — по коренной шейке; б — по шатунной шейке
ванной стали 13123-1 (по стандарту ЧССР) на Витковицком метал-
лургическом заводе им. К. Готвальда в ЧССР. Состав стали (%):
0,21 С; 1,17 Мп; 0,24 Si; 0,14 Сг; 0,14 Ni; 0,02 Мо; 0,16 V. Предел
прочности стали ов = 57,5 кгс/мм2.
Показана пригодность применения указанной технологии
с точки зрения обеспечения необходимых механических свойств
192
Рис. 115. Поверхность усталостного излома натурной секции коленчатого вала
(от, о„, б, яр, HV и ударной вязкости) сварного соединения коленча-
тых валов. Оптимальные свойства были получены при применении
после электрошлаковой сварки нормализации и отпуска. Исследо-
вания показали, что для указанных размеров односекционного
коленчатого вала проще и экономичнее размещать сварной шов
на щеке (рис. 116), чем по шатунной шейке.
Пухнер [268] испытал на выносливость несколько колен вала
автомобиля «Татра» Т-111 из литой стали Stq 60.-81 (ов = 70-т-
-г-80 кгс/мм2), сваренных вручную посередине шатунной шейки
диаметром 75 мм. Разделка под шов — рюмочной формы. Сварку
выполняли электродами ВН-70 в восемь слоев с предварительным
подогревом до 325° С. Затем поверхность шейки шлифовали. Проч-
ность при переменном кручении на базе 10’ циклов сварных колен
практически такая же (та = ±8,5 кгс/мм2), как у монолитных ва-
лов (та = ±8,5-т-10 кгс/мм2). Сварные швы остались неповрежден-
ными. Один излом произошел по щеке, три излома — по галтель-
ному сопряжению.
Грегор [218] исследовал при симметричном кручении на пуль-
саторе Шенка сварные коленчатые валы с двумя шатунными шей-
ками. Заготовки вала, состоящие из четырех щек и пяти шеек диа-
вала с технологическими припусками
13 И. В. Кудрявцев
193
Рис. 117. Конструкция сварного образца для целы
тания на усталость
метром 50 мм, соединяли контактной
сваркой сопротивлением по торцовой
поверхности заготовок шеек. После
сварки шейки обтачивали до диаметра
45 мм. Использовали углеродистые
стали с пределом прочности <тв =
— 50 кгс/мм2 (для шеек) и пв = 37 кгс/мм2 (для щек). Предел
выносливости сварного коленчатого вала составил ±7,5 кгс/мм2
на базе 107 циклов. Кованые валы (с шейками диаметром 50 мм)
имели предел выносливости ±9—10 кгс/мм2. Указанная разница
в значениях прочности объясняется различием механических
свойств материалов в сопоставляемых конструкциях коленчатых
валов. Сталь в кованых валах имела более высокий предел проч-
ности ав = 724-77 кгс/мм2, чем в сварных валах.
Во всех коленчатых валах, как в кованых, так и сварных, раз-
рушение происходило от масляного отверстия диаметром 5 мм
в шейке.
Представляет интерес проведенное Пухнером [2691 сопостав-
ление результатов испытания (табл. 52) на переменное кручение
цилиндрических стержней, вваренных во фланец угловыми швами
(рис. 117), и образцов с конструктивными концентраторами напря-
жений (шпоночная канавка и поперечное отверстие).
Таблица 52
Сопоставление прочности образцов со сварным швом
и с конструктивными концентраторами напряжений [269]
Объект испытания Значение на базе 107 циклов для стали
15231 • 11600 *
кгс/мм 2 %** кгс/мм2 %
Образцы основного металла диаме- тром 55 (60) мм Образцы диаметром 65 мм с конструк- тивными концентраторами напря- жений: шпоночная канавка (глубина, ширина и длина паза 6,5 X X 17 X 35 мм) ... d поперечное отверстие — =0,1 Цилиндрический стержень, вварен- ный во фланец угловым швом с под- варкой корня шва . . . * Обозначение по стандарту ЧС * * Расчеты по нижним значения *** Отжиг. 27—30 1g 16—19 14—16.5 15—19 СР и предела 100 59 59 52 55 выносливое 17,2 11,2 10 8-9 ти. 100 65 58 46—52
194
После сварки заготовок из стали 15231 выполняли термическую
обработку по режиму: закалка с температуры 890° С в воду и от-
пуск при 550° С (сгв = 97,4 кгс/мм2). Опыты показали, что для вы-
сокопрочной стали 15231 предел выносливости образцов с угловым
швом (с радиусом галтели в зоне шва R = 10 мм) находится на
уровне предела выносливости образцов с поперечным отверстием
или шпоночной канавкой. Для стали 11600 (ов = 60 кгс/мм2)
прочность образцов оказалась несколько ниже, чем для образцов
со шпоночным пазом или поперечным отверстием.
СВАРНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ ТИПА
КАРДАННЫХ ВАЛОВ И ПОЛУОСЕЙ
АВТОМОБИЛЕЙ
К сварным соединениям карданных валов предъявляются вы-
сокие требования по их прочности. В отдельных случаях кардан-
ная передача испытывает перегрузки, превышающие пятикратное
значение среднего крутящего момента, составляющего в обычных
условиях длительной эксплуатации 30—40 кгм (для грузового
автомобиля ГАЗ-51) [34].
В работе [34 ] описаны испытания сварных образцов типа кар-
данных валов (рис. 118) из тонкостенных труб диаметром 75/71 мм
из углеродистой стали на кручение при симметричной нагрузке
на специальном стенде.
Рис. 118. Конструкции карданных валов автомобилей, соединения
которых выполнены сваркой:
а — автоматической дуговой; б — трением
13*
195
Соединения труб с различной подготовкой кромок, выполнен-
ные сваркой трением, испытывали при переменных крутящих мо-
ментах, изменяющихся в пределах 80—-270 кгс
Соединения труб с концевиками, имеющими внутренний или
наружный буртик шириной 5 и толщиной 1,5 мм для формирова-
ния грата при сварке трением, показали меньшую усталостную
прочность и долговечность, чем сочленяемые детали равного сече-
ния. В последнем случае образование грата с наружной и внутрен-
ней сторон стыка происходило более равномерно, и качество соеди-
нения определяли правильностью выбора параметров процесса
сварки. При сварке трением труб с концевиками, подготовленными
по первому и второму вариантам, происходило одностороннее
интенсивное образование грата преимущественно за счет металла
трубы. Это и обусловило резкое снижение прочности соединений.
Образцы в этих случаях разрушались по сварному стыку.
Прочность соединений типа карданного вала, выполненных
сваркой трением двух стыков образца, оказывается не ниже проч-
ности соединений карданных валов автомобиля ГАЗ-51, изготов-
ленных с помощью автоматической дуговой сварки. Предел вынос-
ливости соединений в обоих случаях составил т_х = ±6 кгс/мм2
на базе 2 • 10е циклов. На основании этих испытаний была создана
полуавтоматическая установка для сварки трением карданных
валов грузовых автомобилей ГАЗ и ЗИЛ.
В работе [2171 освещено исследование прочности при перемен-
ном кручении узла соединения автомобильного карданного вала,
выполненного ручной дуговой сваркой. Изучены два конструктив-
ных варианта сочленения вала со втулкой: соединение встык
eV-образной подготовкой кромок (рис. 119, а) и соединение с по-
мощью углового шва (рис. 119, б). Материал вала — сталь 14220.3
Рис. 119. Конструкции сварного соединения кар-
данного вала:
а — встык: б — с помощью углового шва
Рис. 120. Конструкция сварной полуоси автомо-
биля для испытания на выносливость
196
Рис. 121. Виды исполнений соеди-
нений полуосей:
а, б, в, г — стыковое; д — угловым
швом
(0,17% С), втулки — сталь 12050-6 (0,45% С); стали по стан-
дарту ЧССР.
Средние напряжения цикла во всех опытах постоянны: тш =
= 32 кгс/мм2, а переменные напряжения ±ха изменялись.
Прочность соединений встык при 107 циклов составила та —
-= ±22 кгс/мм2, в то время как для соединений с угловым
швом та — ±17 кгс/мм2.
Таблица 53
Результаты испытаний на выносливость сварных полуосей
колес автомобилей (219]
Тип образца по рис. 121 Характер соединения ±®а
кгс/мм1 %
а) б) в) г) д) V-образный стык без зазора в корне шва с центрировкой трубы . . . То же, но с зазором в корне шва 2,5 мм . . Нормальный V-образный стык с за- зором 1—2 мм V-образный стык с медным подклад- ным кольцом, с зазором в корне шва 2,5 мм Горячая запрессовка трубы и угло- вой шов 2,5 3,0—3,5 3,0—4,0 5,0 7,0 100 120—140 120—160 200 280
197
Сварка находит применение также при изготовлении полу-
осей колес автомобилей. В этой связи весьма интересны резуль-
таты испытаний на выносливость натурных сварных полуосей
автомобилей, проведенные в ЧССР [219]. Испытания полу-
осей (рис. 120) проводили на пульсаторе Амслера на переменный
изгиб при среднем напряжении цикла от - 1 кгс/мм2 при ча-
стоте 500 циклов в минуту на базе 2-Ю6 циклов.
Оси образцов изготовляли из труб диаметром 103/84 мм из стали
11523 по стандарту ЧССР (0,22% С; ств = 52 кгс/мм2), а шарнир-
ные головки — из стали с 0,25% С и ов = 50 кгс/мм2. Соединения
труб с головкой выполняли ручной дуговой сваркой односторон-
ними стыковыми швами с V-образной подготовкой кромок и угло-
вым швом (рис. 121). Соединения трубы с головкой, выполненные
стыковыми швами без подкладки и обработки корня шва, пока-
зали очень низкую прочность (табл. 53). Поэтому такого рода со-
единения не пригодны для высокодинамически нагруженных де-
талей.
В качестве основы для обеспечения несущей способности свар-
ных полуосей при длительных переменных нагрузках, а также при
выборе технологии изготовления следует рассматривать как наи-
более удовлетворительные соединения горячепрессовые с допол-
нительным угловым швом. В этом случае выполняются, кроме
условий центрирования деталей, также и экономические требова-
ния при изготовлении.
ГЛАВА
СОПРОТИВЛЕНИЕ УСТАЛОСТИ
СВАРНЫХ СОСУДОВ ДАВЛЕНИЯ
ИССЛЕДОВАНИЯ УСТАЛОСТНОЙ ПРОЧНОСТИ
СВАРНЫХ СОСУДОВ ИЗ МЯГКИХ СТАЛЕЙ
Разнообразные и многочисленные конструкции свар-
ных сосудов, применяемых в современной промышленности, изго-
товляют преимущественно из мягких углеродистых или слаболеги-
рованных сталей. Эти стали обладают хорошей пластичностью и
свариваемостью (газгольдеры, барабаны паровых котлов, храни-
лища для жидких продуктов, химические реакторы, баллоны,
крупные газовые и нефтяные трубы и др.). Расчет сварных сосудов,
как правило, ограничивают условиями статической прочности или
сопротивлением однократным ударным нагрузкам. Для оценки
прочности крупных ответственных сварных сосудов в последние
годы учитывают также характеристики хрупкой прочности (кри-
тическая температура хрупкости, вязкость разрушения /С1с) и др.
Во многих случаях сварные конструкции типа сосудов давления
подвергаются в процессе эксплуатации циклически меняющимся
нагрузкам, что требует особых оценок их эксплуатационной проч-
ности и долговечности. Наиболее полные и надежные данные о ра-
ботоспособности сварных сосудов могут быть получены путем ис-
пытаний натурных конструкций или их моделей и элементов.
Ниже приведены результаты исследований циклической проч-
ности сосудов, выполненных в ЦНИИТМАШе. Исследования ци-
линдрических и сферических сосудов позволяют составить пред-
ставление о характерных закономерностях в поведении сосудов
под циклическими нагрузками [97, 183].
Цилиндрические сосуды. В задачу первого исследования вхо-
дило сопоставление несущей способности сосудов при статической
(однократной) и повторной (многократной) нагрузках внутренним
пульсирующим давлением.
Исследованию подвергали тонкостенные сварные сосуды
(рис. 122), геометрическая форма и напряженное состояние кото-
рых характерны для широкого класса подобных конструкций.
Как показали расчеты и экспериментальные данные, полученные
тензометрированием, средняя часть оболочки удовлетворяет усло-
вию — = 2. Головки образца выполнены с усилением шва и по
°г
199
Рис. 122. Сварной цилиндрический сосуд из стали 20(a), подвергаемый
испытанию пульсирующим давлением (ЦНИИТМАШ), и эпюры напря-
жений, полученные тензометрированием (б)
номинальным напряжениям имеют двукратный запас прочности
в кольцевом и четырехкратный — в осевом направлениях по
сравнению с тонкостенной частью сосуда.
Чтобы определить влияние различных факторов на несущую
способность сосудов, было испытано четыре серии образцов
(рис. 123 и табл. 54). При ручной электросварке применяли элек-
троды УОНИ-13/55.
Рис. 123. Сосуды (рис.
122), подвергаемые испы-
танию:
а — гладкостенный; б —
с двумя продольными
швами; в — с кольцевым
швом; г — с кольцевым
надрезом
200
Механические свойства испытанной стали
Таблица 55
Серия Количество сосудов Результаты испытания сосудов гидростатическим давлением образцов, вырезанных из трубы, кгс/мм2
Рр (среднее), кгс/мм2 ор (среднее), кгс/мм8
I 3 300 48,7 45
II 2 280 45,5 43,5
III 2 315 51,2 48
IV 2 260 42,2 40,5
Каждую серию сосудов изготовляли из одного отрезка горяче-
катаной трубы (сталь 20). Механические свойства (Рр — макси-
мальное разрушающее избыточное давление; ор — разрушающие
кольцевые напряжения при давлении Pv) определяли (табл. 55)
испытанием образцов на одноосное растяжение и гидростатическим
внутренним давлением (двухосное растяжение) гладкостенных со-
судов, изготовленных из отрезка каждой трубы.
Для выявления рациональных методов повышения несущей спо-
собности конструкции в условиях низкочастотной повторной на-
грузки были проведены испытания образцов, подвергнутых терми-
ческой обработке (отпуск при t = 600° С) после выполнения сва-
рочных операций (образцы серии IVa). После отпуска средняя
долговечность сосудов повысилась на 75% по сравнению с исход-
ным состоянием (табл. 56). Разрушение было таким же, как и
в случаях, рассмотренных выше, однако развитие усталостной
трещины было несколько заторможено.
Одновременно были испытаны образцы серии IV6, подвергну-
тые наклепу вибрирующим роликом в области заделки.
Таблица 56
Результаты испытаний цилиндрических сосудов
Состояние образца Для гладкой зоны (в оболочке) et/aP Для зоны концентра- тора (в заделке) _,Н /хг °г/°р Долго- вечность (средняя) Место разрушения
I03 %
Исходное после свар- ки 0,8 0,2 7,1 100 В заделке
Отпуск при t = 600° С 0,8 0,2 12,3 175 То же
Отпуск при t — 600° С, поверхностный на- клеп в заделке ( • 0, 22,4 320 »
201
Рис. 124. Сосуды (рис. 123, б) после испы-
тания гидростатическим (а) и пульсирую-
щим (б) давлением
Рис. 125. Сосуды (рис. 123, в) после
испытания гидростатическим (а) и пуль-
сирующим (б) давлением
Рис. 126. Сосуды (рис. 123, г) после испытания
гидростатическим (о) и пульсирующим (61 давле-
нием
Таблица 54
Результаты испытаний цилиндрических сварных сосудов
Серия Состояние образцов № группы об- разца Характер на- грузки Количество испытанных со-~ судов Режим нагружения N (среднее) Место разрушения Деформация оболочки по диаметру в среднем сече- нии, %
в оболочке at/ap в зоне кон- центрации _Н /z-е о, / г/ р
1а Гладкостенный, в исходном 1 Статическая 3 1,0 0,25 1 По образующей 17,8
состоянии после сварки 2 Пульсационная 1 0,95 0,24 44С0 То же 18,9
(рис. 123, а) 3 2 0,80 0,20 7100 В заделке 4,6
16 С двумя продольными свар- ными швами (полное про- плавление корня шва) (рис. 123, б) 4 5 Статическая Пульсационная 2 2 1,0 0,80 0,25 0,20 1 7000 По образующей (рис. 123, а) В заделке (рис. 123, б) 18,0 4.6
II С кольцевым швом в среднем сечении (без подвара корня шва) (рис. 123, в) 6 7 Статическая Пульсационная 2 3 1,1 0,8 0,55 0,4 1 5250 По образующей (рис. 123, а) По кольцевому шву (рис. 123, б) 18,7 2,1
। П1 С кольцевым надрезом в сред- нем сечении (рис. 123, г): /г = 1,5лмм Л - 2,4 мм h = 2,7 мм h = 2,1 мм 8 9 10 11 Статическая » » Пульсационная 1 1 1 2 0,9 0,9 0,9 0,75 0,65 0,75 0,85 0,55 1 1 1 9000 По образующей (рис. 123, а) По надрезу (рис. 123, б) 19,4 18,7 17,2 4,0
IVa Гладкостенный, термически обработанный (отпуск при при t = 600° С) 12 12 14 Статическая Пульсационная » 2 1 2 1,0 0,95 0,80 0,25 0,24 0,20 1 4 200 12 300 По образующей То же В заделке 22,4 23,8
IV6 Гладкостенный, термически обработанный (отпуск при t = 600° С), упрочненный поверхностным наклепом в заделке 15 Пульсационная 3 0,80 0,20 22 400 В заделке 5,0
Примечания:! Во всех случаях значение гур относится к гладкостенным сосудам в исходном состоянии. 2. В образцах
серии III относительные величины окружных напряжений даны без учета ослабления сечения надрезом. 3. Образец № 13 подвергали
двукратным перегрузкам при = 0,99(7^. 4. У образцов серии I и IV величина с^/ОрДана для области заделки, у образцов серии II
и III — для кольцевого шва и надреза соответственно.
Рис. 127. Сферические сосуды, подвергавшиеся
испытаниям пульсирующим давлением
(ЦНИИТМАШ)
При малоцикловой нагрузке с ра-
бочими напряжениями ниже от терми-
ческая обработка и поверхностный
наклеп существенно повышают несу-
щую способность конструкции.
Проведенные эксперименты пока-
зывают, что статические испытания
не выявляют возможных источников
разрушения в процессе эксплуатации
и не дают исчерпывающих сведений
о работоспособности сосудов в усло-
виях циклической нагрузки.
Сферические сосуды (рис. 127)
изготовляли из листовой стали СтЗ
(ств = 37 кгс/мм2; о, — 17,5 кгс/мм2-
65 = 37% и ф = 70%) путем штам-
повки заготовок на растяжном штампе и последующей сварки.
Ручную сварку моделей производили электродами УОНИ-13.
Часть сферических сосудов (5 шт.) испытывали в исходном
после сварки состоянии и часть (5 шт.) после отпуска при t =
= 650Q С с выдержкой 4 ч. Сосуды испытывали при повторно-ста-
тическом внутреннем давлении (вода) с частотой не выше
4 цикл/мин. Для сравнения были испытаны сосуды однократным
статическим давлением до разрушения. Из полученных результа-
тов испытаний (табл. 57) видно, что разрушающее статическое
давление (ПО—120 кгс/см2) практически не зависит от термиче-
ской обработки моделей Характер разрушения и вид изломов при
статической нагрузке также не изменяются в связи с термической
обработкой (изломы по горизонтальному кольцевому шву с незна-
чительным остаточным увеличением диаметра 0,2—0,3%).
При пульсирующей нагрузке верхнее значение внутреннего
давления повышалось ступенями по 10 кгс/см2 (начиная с 30)
через каждые 1000 циклов Местом разрушения были горизон-
тальные швы, но трещины оставались почти не раскрывшимися,
тогда как при статической нагрузке трещины сильно раскрыва-
лись.
За счет цикличности нагрузки несущая способность сосудов
понизилась со ПО—120 до 50—60 кгс/см2, т. е. примерно в 2 раза.
Это следует учитывать при проектировании и расчете на прочность
сварных резервуаров, работающих при переменных давлениях.
Из табл. 57 следует также, что при пульсирующей нагрузке в отли-
чие от статической термическая обработка моделей оказывает не-
которое полезное влияние на их прочность и долговечность.
204
Таблица 57
Результаты испытаний сварных сферических сосудов внутренним давлением
№ моделей Вид нагрузки Вид обработки ₽в' кгс/см’ ся S -U •в- кгс/см’ Д’
1 2 3 Статическая Исходное состояние после сварки НО ПО 120 — 27,5 27,5 30,0 —
4 Пульсирующая 30 40 50 12,5 1000 1000 945
5 30 40 50 12,5 1000 1000 350
6 7 Статическая Отпуск с t — 650° С 120 ПО — 30,0 27,5 —
8 Пульсирующая 30 40 50 60 15,5 1000 1000 1000 75
9 30 40 50 60 15,0 1000 1000 1000 120
10 30 40 50 60 15,0 1000 1000 1000 270
ПРИМЕНЕНИЕ ВЫСОКОПРОЧНОЙ СТАЛИ
ДЛЯ СВАРНЫХ СОСУДОВ ДАВЛЕНИЯ
В течение длительного времени применение высокопрочных
сталей для сварных сосудов давления ограничивалось в связи
с технологическими трудностями, опасностями возникновения
сварочных трещин, повышенной склонностью этих сталей к хруп-
ким разрушениям и большой чувствительностью к концентрации
напряжений. Последнее обстоятельство является особенно небла-
гоприятным при циклических нагрузках сосудов.
Переход к сталям повышенной прочности для этих сосудов
встречает также серьезные затруднения, базирующиеся на анализе
эксплуатационных наблюдений [1, 66]. Так, для барабанов паро-
205
вых котлов статистическими обработками эксплуатационных по-
вреждений было установлено, что долговечность сосудов опреде-
ляется уровнем действующих напряжений и мало зависит от уровня
исходных прочностных характеристик (ов; о012). Так, по много-
численным наблюдениям за эксплуатацией котельных барабанов
в ФРГ можно сделать заключение о том, что для обеспечения
20-летнего срока службы барабана в наименее благоприятных
условиях необходимо принять уровень приведенных напряжений
не более 12 кгс/мм2 независимо от характеристики статической
прочности материала [66].
Такое мнение нельзя считать справедливым, если принять во
внимание неиспользованные еще возможности улучшения кон-
струкционных форм, составов материалов и технологических про-
цессов, а также повышения требований к качеству изготовления
сосудов.
Ограничение уровня допускаемых напряжений для сварных
сосудов независимо от уровня прочностных свойств применяемых
сталей не является прогрессивным и при современных тенденциях
увеличения мощности единичных энергетических блоков. В этих
условиях повышение допускаемых напряжений является необхо-
димым по условиям массовых и габаритных характеристик.
Особое значение при применении высокопрочных материалов
для сварных сосудов давления имеют усталостные характеристики,
зависящие как от конструктивно-технологического оформления
наиболее напряженных узлов, так и от качества сварки.
Однако в последнее время были исследованы и предложены
высокопрочные стали для сосудов, обладающие достаточно хоро-
шей свариваемостью и высокой пластичностью. В этом отношении
заслуживает внимания опыт японской промышленности, который
освещен ниже на основе последних данных [253].
В Японии Ишикаваджима-Харима Компани разработана и
предложена сталь НТ-80 с временным сопротивлением разрыву
больше 80 кгс/мм2 (табл. 58).
Высокая прочность и удовлетворительная свариваемость этой
стали достигнута без присадок никеля и ванадия. С увеличением
температуры предварительного подогрева максимальная величина
твердости сварного шва постепенно снижается и при t — 150° С
составляет HV 320. При температурах подогрева t 100° С сва-
рочных трещин на указанной стали не наблюдалось.
Были проведены испытания на растяжение образцов из стали
НТ-80, сваренных из полосы толщиной 22 мм с X-образной раз-
делкой. Использовали электрод типа Мп—Ni -Сг—Мо, соответ-
ствующий марке ASTM AWS 110169 *. Испытания образцов пока-
зали достаточно хорошие результаты независимо от положения шва
и от удельной затраты теплоты (табл. 59).
* ASTM — Американское общество испытания материалов.
AWS — Американское общество сварщиков.
206
Т а б л~и и а 58
Химический состав и механические свойства стали НТ-80
Содержание элементов, %
с * Si Мп р 1 s Си Сг * Мо * в *
0,18 0,15—0,35 0,60—1,20 0,035 0,035 0,15-0,50 1,30 0,60 0,008
Механические свойства !
°0,2 кгс/мм2 °в- кгс/мм2 б, % ап (по Шарли при t = 10° С), кгс м/см2 Критическая t, °C
^70 80 -95 2-18 4,8 60
* Указано максимальное содержание.
Применительно к эксплуатации крупногабаритных сварных
сосудов представляет интерес оценка опасности возникновения
хрупкой трещины. В связи с этим были проведены испытания на
растяжение широкой (600 мм) сварной пластины из указанной
стали при двухосном растяжении. Эти испытания показали доста-
точно хорошее сопротивление хрупкому разрушению (выше пре-
дела текучести) при температурах до —40° С.
Испытания сварных пластин (толщиной 22 мм) на усталость
при растяжении позволили получить данные, приведенные на
рис. 128. Образцы сваривали при удельной затрате теплоты
35 000 Дж/см. Испытания на усталость проводили при частоте
670 цикл/мин. Были испытаны образцы из основного металла
с прокатной окалиной [83], сварное соединение с поперечным
швом без усиления [97], сварное соединение с шлифованием [66],
Таблица 59
Результаты испытаний на растяжение сварных образцов толщиной 22 мм
Положение шва Термическая обработка после сварки «в- кгс/мм! Место разрыва
Горизонтальное Нет 88,8—89,1 Металл шва и основной металл
Нижнее Нет 84,8—85,5 Основной металл
Отпуск при t = = 570° С 81,8-82,7 Зона термического влияния
Вертикальное Нет 87,3—87,4 Основной металл
207
Рис. 128. Результаты испытаний
на усталость при растяжении
сварных пластин из стали НТ-80:
1 — основной металл; 2 — по-
перечный шов без усиления;
3 — шов после шлифования;
4 — поперечный шов и допол-
нительный валик; 5 — кресто-
образные швы
сварное соединение с дополнительным мягким валиком1 [1],
применяемым для уменьшения опасности хрупкого разрушения
и сварное соединение с крестообразным швом 1253 ]. Предел вынос-
ливости соединений с усилением при базе 2 млн. циклов был опре-
делен приблизительно в 15 кгс/мм2, а предел выносливости соеди-
нений с мягким валиком — 16,5 кгс/мм2.
Таким образом, мягкий дополнительный валик не только не
снизил сопротивления усталости, но даже несколько повысил его.
Предел выносливости даже в самом неблагоприятном случае
(крестообразный шов без снятия усилений) оказался на уровне
8 кгс/мм2.
Были проведены также малоцикловые усталостные испытания
(рис. 129) сварных пластин, выполненных с различной величиной
1 Валик был приварен у наружной поверхности основного шва пластичным
электродом Д-6016 (ASTM/AWS Е9016)
Рис. 12©. Результаты испы-
таний на малоцикловую
усталость сварных пластин
из стали НТ-80 по режиму
0 — 20 кгс/мм?:
1 — нормальное соединение;
2 и S — соединение с попе-
речным смещением пластин
на 3 мм и с дополнительным
мягким валиком; 4 — то же,
с поперечным смещением
пластик на 3 мм
208
Рис. 130. Модель, сварного сферического
резервуара для гид|)овзрывных испытаний
углового коробления (W : 400).
Испытания на переменное рас-
тяжение вели при напряжениях
29 кгс/мм2 без предварительной
нагрузки для выпрямления об-
разцов или с предварительной
однократной нагрузкой 43,5+
+ 29 кгс/мм2.
Как видно из рис. 129, с уве-
личением углового коробления
число циклов до разрушения
снижается. Однако даже при
столь значительном угловом
смещении, как 10/400, соедине-
ние выдерживало свыше 104 цик
лов. Предварительное растяже-
ние однократной нагрузкой не-
сколько повышало долговечность
образцов в связи е возникно-
вением пластической деформации в зоне концентрации напряже-
ний. Применение мягкого валика не оказало существенного
влияния на сопротивление малоцикловой усталости. Часть
образцов имела отклонения от точного размера (поперечное сме-
щение) приблизительно на 3 мм. Для этих образцов было отмечено
некоторое снижение числа циклов до разрушения
Описанные исследования были дополнены испытаниями сфе-
рических моделей (0 1500 мм) сварного резервуара путем гидро-
взрыва. Было изготовлено два резервуара, один из которых испы-
тывали при температуре 0° С, а второй при — 30° С. Охлажда-
ющими жидкостями были — в ^первом случае соленая вода, во
втором хлорид кальция и этиловый спирт. Общий вид модели резер-
вуара и результаты испытаний показаны на рис. 130 и табл. 60.
Таблица 60
Результаты гидровзрывных испытаний сварных сферических
моделей из высокопрочной стали
Температура испытания, °C Разрушающее давление, кгс/мм2 Напряжение при разрушении, кгс/мм2 Вид разрушения
0 —30 450 460 81,3 83,0 Вязкое »
Примечание. В обоих случаях трещина начиналась от углового шва у поддерживающей опоры, распространялась к экватору, пересекала два продоль- ных шва и останавливалась в основном металле. Уменьшение толщины пластин в разрушенной части составляло 6—8%
14 И. В. Кудрявцев
209
Рис. 131 .'Сварной сосуд из высокопрочной стали, построенный в Японии (внутренний диа
метр 36 м, давление 8,5 кгс/см2)
^Исходя из приведенных выше результатов испытаний был сде-
лан вывод, что сталь НТ-80 и ее сварные соединения при указан-
ных условиях сварки имеют достаточно высокую прочность при
эксплуатации в сосудах высокого давления. На этом основании
авторами были сделаны практические рекомендации, которые реа-
лизованы в Японии, где было построено свыше 100 сосудов высо-
кого давления из стали НТ-80. Сосуды удовлетворительно работают
в различных эксплуатационных условиях, включая низкие тем-
пературы (ниже —30°) и переменные давления. На рис. 131 пока-
зан один из таких сосудов, построенный в Японии для хране-
ния газа (внутренний диаметр 36 м, давление газа 8,5 кгс/сма,
толщина стенки 35 мм, число поддерживающих опор — 14).
Расчетное номинальное напряжение (без учета концентрации)
в данном сосуде составляет значительную величину:
pD 8,5 х 3600 по , 2
’ ' Т = 4 X V = 22 КГС'"М •
ГЛАВА
XI
СОПРОТИВЛЕНИЕ УСТАЛОСТИ
НАПЛАВЛЕННЫХ ВАЛОВ
В практике для различных целей появляется необ-
ходимость в производстве наплавок на стальные валы.
На усталостную прочность наплавленных валов в сильной сте-
пени влияет качество процесса наплавки, способ и режимы на-
плавки, а также размер и знак остаточных напряжений. В крупных
валах можно предполагать появление более значительных напря-
жений, чем в мелких.
В литературных данных как отечественных [40], так и зару-
бежных [252 , 266, 282] освещены эксперименты по усталостной
прочности валов, наплавленных сталью или цветными металлами,
выполненных на образцах диаметром 20 мм и только в отдельных
случаях до 80 мм.
На образцах из среднеуглеродистой стали диаметром 45 мм при
нанесении напылением восстановительного слоя стали толщиной
0,5 мм по тонкому промежуточному слою на молибденовой и хромо-
никелевой основе снижение предела выносливости составило 15—
33% [282]. На образцах среднеуглеродистой стали диаметром
60 мм с направленными долевыми проходами слоем хромомолибде-
новой стали толщиной 1 мм снижение предела выносливости не
превышало 13% [266]. На образцах из среднеуглеродистой стали
диаметром 50 мм с наплавкой вольфрамовыми электродами слоя
толщиной от 2 до 6 мм в нейтральной атмосфере было достигнуто
увеличение предела выносливости до 50% [212].
Исследования прочности образцов с наплавками обобщались
в последние годы в Международном институте сварки [211, 264,
266, 272, 286].
В работе [286] даны результаты усталостных испытаний
(изгиб при вращении) на наплавленных образцах диаметром 20,
32 и 60 мм. Образцы испытывали гладкие, надрезанные и с горячей
посадкой втулки.
Некоторое преимущество имеют валы, наплавленные аустенит-
ной нержавеющей сталью с болсе'низким модулем упругости, чем
у основного металла (потери прочности понизились на 13%).
14
211
Рис. 132. Вал-образец для испытания на усталость с наплавкой:
а — нержавеющей проволокой; б — твердыми металлами
Характерной особенностью остаточной напряженности в валах,
наплавленных электродами, отличающимися от основного металла,
является малое влияние отжига на величину напряжений. В на-
плавленных валах в результате охлаждения при отпуске вновь
возникают остаточные напряжения в связи с разными значениями
коэффициентов теплового расширения. В результате дробеструй-
ного поверхностного наклепа образцов с наплавками (с напрессо-
ванными втулками) диаметром 60 мм было получено увеличение
их усталостной прочности в 1,5 раза.
Исследования масштабного эффекта в наплавленных валах до
сих пор проводили на сравнительно малых образцах (в пределах
до 60 мм по диаметру). Авторами 1 была проведена эксперимен-
тальная работа с целью определения сопротивления усталости
крупных стальных валов диаметром 180—190 мм в связи с различ-
ными видами поверхностных наплавок (рис. 132, а, б), а также
возможностью повышения усталостной прочности наплавленных
валов за счет поверхностного пластического деформирования.
Усталостные испытания проводили на установках конструкции
ЦНИИТМАШа У-200 и УП-200 [91 J. Для всех образцов база испы-
таний принята равной 10 млн. циклов при частоте нагружения
2200—2400 цикл/мин.
ВАЛЫ С НАПЛАВКОЙ НЕРЖАВЕЮЩЕЙ СТАЛЬЮ
Материалом для изготовления моделей валов с наплавкой не-
ржавеющей проволокой служила углеродистая сталь марки 40
(0,39% С; ов = 60 кгс/мма; сгт = 30 кгс/мма). Все заготовки были
нормализованы при t ~ 870° С и подвергнуты последующему от-
пуску при t = 670Q С с выдержкой в течение 10 ч. Качество поко-
вок контролировали по микроструктуре, излому и серному отпе-
чатку по Бауману. В результате было подтверждено достаточно
хорошее качество поковок.
1 С участием кандидатов технических наук Н. М. Саввиной и И. И. Джевага.
Материалы исследования были представлены в виде доклада на 24-м конгрессе
Международного института сварки (МИС) в Женеве, 1971 г. (документ МИС
№ XIII—611—71).
212
Валы наплавляли за два прохода хромоникелевой проволокой
марки 1Х18Н9Т диаметром 2 мм на полуавтомате ПШ-5 и по-
стоянном токе при обратной полярности (плюс на электродной про-
волоке). Сила тока 250 А, напряжение 30 В. Валы наплавляли как
с подогревом (до 500° С), так и без подогрева.
Длина наплавленной части составляла 320 мм. Окончательный
диаметр механически обработанных валов составлял 180 мм (тол-
щина слоя 3 мм). Поверхностное пластическое деформирование
наплавленных валов осуществляли на токарном станке обкаткой
роликом. Давление на ролик р = 3000 кгс, диаметр ролика 120 мм,
профильный радиус ролика 7 мм. Зона обкатки охватывала на-
плавленный слой и прилегающие к нему участки металла (100—
150 мм с каждой стороны наплавки). Глубина наклепанного слоя
составляла около 7 мм.
Результаты испытаний (табл. 61) показали, что предел вынос-
ливости валов в результате наплавки резко снижается по сравне-
нию с пределом выносливости гладких валов в исходном состоянии.
Поверхностное упрочнение обкаткой роликом повысило прочность
валов с наплавками на 120%. Предел выносливости обкатанных
валов, наплавленных с подогревом, мало отличается от пределов
выносливости наплавленных валов без подогрева (соответственно
15.5 и 14,0 кгс/мма). Разрушение валов начиналось в зоне сплавле-
Таблица 61
Результаты испытаний на усталость при изгибе валов
диаметром 180 мм стали 40 с наплавкой аустенитной сталью
и валов диаметром 190 мм стали СтЗ с наплавкой цветными
металлами
Предел выносливости валов, кгс/мм2
Материал вала и наплавки без на- плавки после наплавки после наплавки и отжига после наплавки и наклепа после на- плавки, отжига и наклепа
Сталь 40 Сталь 40 с наплавкой (без подогрева) Сталь 40 с наплавкой (с по- догревом) Сталь СтЗ СтЗ с наплавкой латунью СтЗ с наплавкой бронзы 1 СтЗ с наплавкой бронзы 2 СтЗ с наплавкой бронзы 3 СтЗ с наплавкой бронзы 3 * СтЗ с наплавкой медью * Наплавка для этой сер! длиной 10 мм. 20,0 12,5 и валов 6,5 7,5 7,2 7,5 4,0 5,0 3,0 была выпол 6,5 7,5 7,5 йена в виде 14,0 15,5 10,5 12,5 12,5 9,0 кольцевой 9,0 13,5 11,0 > пояска
213
ния на некотором расстоянии от окончания наплавленного слоя
(в пределах от 2 до 115 мм). В неупрочненных валах разрушение
начиналось в зоне сплавления. Разрушение обкатанных валов на-
чиналось в основном металле на некотором расстоянии от зоны
сплавления.
Аналогичное резкое понижение прочности в результате на-
плавок углеродистой сталью наблюдалось и на стальных валах
диаметром 60 мм [40].
ВАЛЫ С НАПЛАВКОЙ ЛАТУНЬЮ,
БРОНЗОЙ И МЕДЬЮ
Исследования наплавок цветными металлами проводили на ва-
лах из стали СтЗ (0,15% С; ав = 40,7 кгс/мм2; ат = 20,7 кгс/мм2).
Валы наплавляли латунью и бронзами различных марок,
а также медью (табл. 62).
При ацетилено-кислородной наплавке валов латунью исполь-
зовали процесс, при котором основной металл не расплавляется
(процесс пайки-сварки). Присадочный металл нагревали до рас-
плавления. Перед наплавкой образец равномерно подогревали
двумя горелками до температуры 400° С. После подогрева образец
наплавляли. Часть образцов после наплавки подвергали отжигу
в газовой печи при температуре 750° С с выдержкой в течение 5 ч.
Охлаждали образцы сначала в печи (до 200° С), а затем на воздухе.
При наплавке бронзы на валы применяли технологию, при ко-
торой происходит расплавление основного и присадочного метал-
лов. Алюминиевые бронзы наплавляли вольфрамовым электродом
диаметром 4 мм в среде аргона на переменном токе, а оловянистую
бронзу — на постоянном. Сила тока 350 А.
Наплавку валов цветными металлами вели в три последова-
тельных слоя (до высоты наплавки 12 мм) с последующей механи-
ческой обработкой. Часть образцов, наплавленных бронзой, под-
вергали отжигу при температуре 750° С в течение 5 ч. Структура
Таблица 62
Химический состав проволок цветных металлов
для наплавки валов
Металл проволоки наплавки Компоненты, %
Си Fe Мп А1 Sn Zti РЬ
Латунь 57-60 0,6—1,2 0,5—0,8 0,1—0,2 0,3—0,7 39,21 0,2
Бронза 1 Осталь- ное 0,2 2,04 9,21 — — —
Бронза 2 То же 2—4 1—2 9-11 — — —
Бронза 3 » — — 4 3 —
214
наплавленной бронзы состоит из a-твердого раствора алюминия
в меди, мелких включений эвтектоида (а {- -у) и части нераспав-
шейся высокотемпературной 0-фазы.
В наплавленном металле бронзы 1 и бронзы 2 наблюдали желе-
зосодержащую фазу, а после отжига частичный распад эвтектоида
и 0-фазы.
Наплавленные валы испытывали в различных состояниях:
непосредственно после наплавки, после наплавки и отжига с по-
верхностным упрочнением обкаткой роликом или чеканкой вибри-
рующим роликом. Для упрочнения применяли приспособление
с вибрирующим роликом (конструкции ЦНИИТМАШа) [7], в ко-
тором для нанесения ударов по ролику применяли пневматический
молоток.
Режим наклепа при упрочнении валов: частота ударов в ми-
нуту — 1000; число проходов — один; подача s = 2,3 мм/об;
диаметр ролика 80 мм; контурный радиус ролика 30 мм; глубина
наклепанного слоя — около 6 мм. Упрочнению подвергали на-
плавленный слой и прилегающий к зоне наплавки слой основного
металла на длину 100—200 мм.
Валы обкатывали также однороликовым приспособлением по
режиму: давление на ролик 2000 кгс; продольная подача суппорта
при обкатке 0,3 мм/об; проход — один; окружная скорость враще-
ния вала 26 м/мин, диаметр ролика 80 мм; профильный радиус ро-
лика 10 мм.
Зона обкатки охватывала наплавленный слой и прилегающие
к нему участки металла (100—120 мм) с каждой стороны наплавки.
Валы после поверхностного наклепа (чеканкой или обкаткой)
последующей механической обработке не подвергали.
Предел выносливости валов после наплавки оказался значи-
тельно сниженным, и особенно резко для валов, наплавленных
оловянистой бронзой или латунью. Относительно меньшее сниже-
ние предела выносливости вызвали наплавки алюминиевыми
бронзами (см. табл. 62).
В усталостном изломе наплавленных латунью валов наблю-
далось межкристаллическое проникновение цветного металла
в сталь на глубину 7 мм от поверхности вала (что видно на разре-
зах невооруженным глазом). Развитие очагов усталости начиналось
от включения цветного металла в сталь. Отпуск не повышал проч-
ности всех исследованных наплавленных валов.
Более резкое снижение прочности валов, наплавленных брон-
зой 3, по сравнению с наплавкой алюминиевыми бронзами 1 и 2
объясняется наличием микротрещин в наплавленном слое бронзы,
значительной глубиной межкристаллического проникновения
бронзы в сталь (до 5 мм), образованием пустот в межкристалличе-
ских прослойках стали, а также более низкой прочностью наплав-
ленной бронзы (ов = 22-^25 кгс/мм2). Низкая прочность валов,
наплавленных медью, объясняется наличием микротрещин в на-
215
плавленном слое меди, а также низкой прочностью наплавленного
слоя меди (сгв — 15-J-20 кгс/мм2).
Причинами понижения прочности валов в результате наплавок
являются неблагоприятное проявление остаточных напряжений,
неблагоприятное структурное состояние наплавленного металла,
а также межкристаллитное проникновение цветного металла
в сталь, что вызывало неоднородность в поверхностных слоях
вала.
Как следует из результатов, опубликованных в документах
МИС, наплавки вольфрамовыми электродами, в нейтральной
атмосфере, долевыми проходами, а также напылением позволяют
снизить потерю сопротивления усталости и даже достигнуть не-
которого повышения пределов выносливости по сравнению с их
значениями для валов до наплавок.
ГЛАВА
ХИ
СОПРОТИВЛЕНИЕ УСТАЛОСТИ
СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
ПРИ ПОНИЖЕННЫХ
И ПОВЫШЕННЫХ ТЕМПЕРАТУРАХ
СОПРОТИВЛЕНИЕ УСТАЛОСТИ
ПРИ ПОНИЖЕННЫХ ТЕМПЕРАТУРАХ
Общие закономерности поведения сталей при пони-
женных температурах (см. гл. II) сохраняются и для сварных со-
единений. Некоторые характерные опытные данные по усталости
конструкций при низких температурах приведены ниже.
В ЦНИИСК им. В. А. Кучеренко были проведены испытания
на усталость двутавровых балок (рис. 133) с приваренными доле-
выми накладками или поперечными ребрами жесткости. Балки
были изготовлены из стали СтЗ в двух состояниях: горячекатаном
(нп) и термически упрочненном (пп) при прокатном нагреве
(табл. 63).
Испытания на усталость проводили при температурах 4-20 и
—32° С на гидропульсаторе при изгибе по асимметричному циклу
(У? = 0,2) и частоте 320 цикл/мин. Испытания (рис. 134) показали,
что неблагоприятное влияние приварок проявляется резче у стали
повышенной прочности (пп). В результате пределы выносливости
при положительной температуре составили: 17 и 14 кгс/мм1 2 для
балок с накладками (для неупрочненной и упрочненной стали) и
24.5 и меньше 23 кгс/мм2 для балок с ребрами жесткости.
Понижение температуры испытания до —32° С привело к за-
метному повышению сопротивления усталости для обеих групп
образцов с поперечными ребрами и практически не сказалось на
сопротивлении усталости образцов с накладками К
В том же институте были проведены экспериментальные иссле-
дования различных соединений с целью установления влияния
поверхностного наклепа на их сопротивление усталости при
отрицательной температуре. Исследовали арматурные стержни
(0 20 мм, из стали 10Г2Т), сваренные встык, траверсы (из стали
СтЗ) с приваренными накладками, вилки с проушинами (из стали
СтЗ).
1 Авторы работы на основе данных рис. 134 склонны считать, что понижение
температуры снизило сопротивление усталости упрочненных образцов с наклад-
ками.
217
I
I
Рис. 133. Образцы двутавров для испытания
на усталость:
а — с накладками; б — с ребрами жесткости
Таблица 63
Механические свойства
металла испытанных балок
Поверхностный наклеп конструкций производили пневматиче-
ским инструментом с одно- или многобойковым упрочнителем.
Элементы конструкций испытывали на усталость при различных
условиях нагрузки до и после поверхностного наклепа. Темпера-
тура испытаний +20 и —30° С. Полученные результаты показали,
что поверхностный наклеп существенно повышает сопротивление
усталости в условиях испытания как при нормальной, так и при
пониженной температуре. При отрицательной температуре эффект
оказался более значительным, чем при положительной. Это обстоя-
тельство объяснено авторами большей устойчивостью благоприят-
ных остаточных напряжений в условиях низких температур, когда
сопротивление металла пластическому деформированию повышено.
Аналогичный положительный эффект от поверхностного на-
клепа был получен в ЦНИИ МПС [78] при исследовании сопро-
тивления элементов сварных конструкций ударно-усталостным
нагрузкам при отрицательных температурах ( -40° С). Испытания
показали, что поверхностный наклеп балок с накладками, работа-
<$^кгс/ммг
а) 6)
ющих в эксплуатации при
номинальных напряжениях
ниже предела текучести,
существенно повышает их
сопротивление разрушению
при многократных ударных
нагрузках.
Значительное количество
поверхностно наклепанных
Рис. 134. Выносливость двутавров из
сталей СтЗ нормальной прочности {а)
и СтЗ повышенной прочности (б):
черные точки — t => —32® С, светлые
точки — t = 4~20* С, кружки — об-
разцы с накладками, квадраты —
с ребрами жесткости
218
сварных узлов подвижного состава железных дорог эксплуати-
руется в течение многих лет в различных климатических усло-
виях и не были зарегистрированы случаи появления повреждений
в упрочненных местах.
СОПРОТИВЛЕНИЕ УСТАЛОСТИ
ПРИ ПОВЫШЕННЫХ ТЕМПЕРАТУРАХ
Общие закономерности, касающиеся влияния повышенных и
высоких температур на прочность металлических материалов,
были освещены в гл. II.
Характеристики усталости для сварных соединений при повы-
шенных температурах представляют интерес в первую очередь для
энергетического и химического оборудования. При повышенных
температурах эксплуатируются, в частности, соединения направ-
ляющих лопаток с диафрагмами паровых турбин. Исследования
прочности при повышенных температурах соединений примени-
тельно к указанным объектам были проведены в ЦНИИТМАШе *.
Результаты этих исследований в сопоставлении с аналогичными
характеристиками паяных и прессовых соединений излагаются
ниже.
Исследовали влияние на сопротивление усталости при повышен-
ных температурах следующих неподвижных соединений: прессо-
вых, в которых сопрягаемые детали шлифовали; прессовых,
в которых вал подвергали поверхностному наклепу; паяных и
сварных.
Для сравнения были получены также данные об усталости ис-
ходного материала на гладких образцах 0 8 мм и образцах с коль-
цевыми надрезами р = 0,5 мм, t - 1,0 мм.
Материалом исследования являлась сталь 1X13 в виде горяче-
катаных штанг диаметром 42 мм состава в %: 0,17 С; 0,34 Si;
0,42 Мп; 0,020 S; 0,029 Р; 12,65 Сг; 0,18 Ni. Испытания выполняли
на машинах ЦНИИТМАШ типа Я8, где образец подвергали круго-
вому изгибу по симметричному циклу с частотой 2870 циклов в ми-
нуту.
На рис. 135, б дан чертеж образца паяного соединения. Втулка
на длине 16 мм имела диаметр 8,5 мм, а далее размер 8А, что поз-
волило предварительно собирать сопряжение и точно центровать
вал относительно отверстия. В таком виде соединение паяли медно-
цинково-серебряным припоем следующего состава: 44,5—45,5% Ag,
19,5—20,5% Си, остальное — цинк. Соединение в вертикаль-
ном положении нагревали ацетилено-кислородным пламенем до
температуры 740—760° С; после плавления припоя и выхода его
через отверстие 0 2 мм в нижней части втулки нагрев прекращали.
У края втулки припой, смачивая торец втулки и выступающую
* В проведении исследовании принимал участие канд. техн, наук Б. И. Алек-
сандров.
219
195
в)
Рис. 135. Образцы с неподвижными соединениями:
о прессовое: б — паяное; ₽ — сварное
Рис. 136. Кривые усталости стали 1X13
при t = 200° С:
/ — гладкие образцы; 2 — образцы
с кольцевым надрезом (р = 0,5; t =
= 1,0 мм), нанесенным шлифовальным
кругом; 3 — прессовое соединение;
4 — прессовое соединение, охватывае-
мая деталь обкатана; 5 — сварное сое-
динение; 6 — паяное соединение
Рис. 137. кривые усталости стали 1X13 при
t = 400* С:
1 гладкие образцы; 2 — образцы с кольце-
вым надрезом (р = 0,5; t = 1,0 мм), нанесен-
ным шлифовальным кругом; 3 ~~ прессовое
соединение; 4 — прессовое соединение, охва-
тываемая деталь обкатана
220
часть вала, образовал круговой наплыв вогнутого профиля с ра-
диусом 1,6—1,8 мм. Ни механической, ни термической обработке
паяное соединение не подвергали.
На рис. 135, в дан чертеж сварного образца. Свариваемые детали
предварительно соединяли по плотной посадке, а затем наклады-
вали сварной валик. Для сварки применяли электроды диаметром
2,5 мм из стали 1X13 с покрытием УОНИ. Перед сваркой место
соединения подогревали газовым пламенем до температуры 300—
350° С. Охлаждали после сварки на воздухе, затем подвергали
отпуску при температуре 690—710° С в течение 1 ч. Кольцевой
надрез в образцах основного металла наносили шлифовальным
кругом толщиной 1 мм, заправленным на радиус 0,5 мм. База испы-
тания образцов с прессовыми соединениями и кольцевым надрезом
составляла 100 млн циклов, а образцов с паяным и сварным соеди-
нениями — 30 млн. Результаты испытаний приведены на рис. 136
и 137 и в табл. 64.
Прессовые, паяные и сварные соединения резко понижают
прочность стали 1X13 при рабочих температурах. Эффективный
коэффициент концентрации напряжений таких соединений при
температуре 200 и 400° С равен 1,5—1,6.
Упрочнение поверхности вала обкаткой роликами полностью
устраняет снижение прочности при температуре 200 и 400° С,
вызванное наличием прессового соединения. Паяное и сварное
соединения дают приблизительно одинаковое снижение прочности
вала, но сварное соединение, выполненное электродом из стали
1X13, показало большую однородность прочностных свойств, чем
паяное соединение.
Таблица 64
Усталостная прочность стали 1X13 в местах концентрации
напряжений
Вид соединения или образца Испытания при температуре, °C
200 400
°-1 кгс/мм 2 а-г кгс/мм2 Рк
Гладкие образцы 29,0 — 27,0 —
Образцы с шлифованным кольцевым надрезом р = 0,5; t = 1,0 мм . . 18,0 1,61 17,0 1,59
Прессовое соединение без упрочне- ния 19,0 1,53 18,0 1,50
Прессовое соединение, вал обкатан роликами ... 37,0 0,78 26,0 1,04
Паяное соединение . .... 18,0 1,61 — —
Сварное соединение 20,0 1,45 — —
ГЛАВА МЕТОДЫ ПОВЫШЕНИЯ
XI ц УСТАЛОСТНОЙ ПРОЧНОСТИ
л111 СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
Изысканием и совершенствованием методов повы-
шения прочности сварных конструкций в нашей стране занимается
ряд организаций: ИЭС им. Е. О. Патона, ЦНИИТМАШ, МВТУ
им. Н. Э. Баумана, Институт металлургии им. А. А. Байкова,
ЦНИИ МПС, Всесоюзный научно-исследовательский институт
транспортного строительства (ЦНИИС), МИИТ, ЦНИИСК
им. В. А. Кучеренко, ЛПИ им. М. И. Калинина, ПИИ мостов,
Челябинский политехнический институт и др.
Этим вопросам большое внимание уделяется и за рубежом.
Известные способы повышения сопротивления усталости соеди-
нений можно разбить на следующие основные четыре группы.
1. Конструкционные методы. Суть этих методов заключается
в рациональном проектировании сварных конструкций, создании
конструктивных форм, обеспечивающих максимальное устранение
концентрации напряжений в соединениях и конструкциях.
2. Технологические методы, регулирующие остаточные напря-
жения. В связи с неблагоприятным влиянием сварочных растяги-
вающих остаточных напряжений на усталостную прочность соеди-
нений во многих случаях возникает необходимость в снятии напря-
жений или хотя бы в уменьшении их неблагоприятного проявления.
Для этого используют различные технологические приемы, целью
которых является наведение в наиболее опасных местах соедине-
ний благоприятных сжимающих остаточных напряжений.
3. Специальные защитные методы. Эти методы основаны на на-
несении защитных антикоррозионных покрытий.
4. Технологические методы, регулирующие состав и структуру
зоны соединения. Технологическими приемами сварки (оптималь-
ное проведение температурного цикла, рациональная последова-
тельность выполнения сварочных операций, правильный подбор
сварочных материалов, применение предварительного и сопут-
ствующего подогрева и др.) можно существенно воздействовать на
остаточную напряженность, состав и структуру зоны соединения,
с тем чтобы достичь оптимальных значений прочности.
222
КОНСТРУКЦИОННЫЕ МЕТОДЫ
Концентрация напряжений является главной причиной, вы-
зывающей резкое понижение прочности соединений по сравнению
с основным металлом. Экспериментально показано, что при устра-
нении концентрации напряжений можно добиться существенного
повышения прочности соединений [87, 88, 90, 114, 224, 228,
249, 261].
1. Механическая обработка швов фрезой, резцом или абра-
зивным кругом, обеспечивающая плавное сопряжение шва и основ-
ного металла, способствует устранению концентрации напряже-
ний в соединениях и тем самым повышению их сопротивления
усталости. Особенно эффективна механическая обработка для сты-
ковых соединений, предел выносливости которых после механиче-
ской обработки шва возрастает на 40 -60%, а в ряде случаев до-
стигает уровня предела выносливости основного металла [29, 87,
88, 90, 112, 114, 124, 176, 228, 235, 261].
Так, по нашим опытным данным, образцы особо крупных раз-
меров (сечением 200x200 и диаметром 150 и 200 мм), приготовлен-
ные из кованых или литых плит сталей 22 К и 35Л толщиной 250—
350 мм, выполненных электрошлаковой сваркой (с механически
обработанными швами), равнопрочны по усталости аналогичным
образцам основного металла прокатной стали 22К и литой стали
35Л [87, 88]. Механическая обработка швов соединений вна-
хлестку, втавр и с присоединенными элементами менее эффек-
тивна для повышения их прочности, чем для стыковых соеди-
нений. Механическая обработка фланговых швов в нахлесточном
соединении существенно не изменяет прочность соединения [12].
В нахлесточных соединениях с лобовыми швами было достиг-
нуто 100%-ное увеличение прочности лишь в результате примене-
ния дополнительных конструктивно-технологических приемов:
использования пологих швов (соотношение катетов 1 : 3,8), уве-
личения вдвое против расчетных норм толщины накладок и прида-
ния шву вогнутого профиля при его шлифовании [46].
При весьма тщательной механической обработке мест перехода
от шва к основному металлу в ряде случаев достигли существенного
(на 58—93%) повышения предела выносливости при растяжении-
сжатии тавровых соединений [15, 106]. Вместе с тем зачистка шва
абразивным кругом в соединении впритык повысила предел вы-
носливости при симметричном изгибе лишь на 10% [86].
Известны случаи, когда механическая обработка поверхности
шва даже несколько понижала выносливость соединения. Так,
в ЦНИИТМАШе было показано, что крупные штуцерные соедине-
ния (см. рис. 70) после отпуска при t = 620° С имели предел вы-
носливости при изгибе 13,7 кгс/мм2 (на базе 10е циклов), в то время
как после тщательной механической обработки после отпуска эти
соединения имели предел выносливости 12,3 кгс/мм2, т. е. на 10%
ниже [116]. В процессе механической обработки всей поверхности
223
швов, имевших после сварки выпуклые очертания, было придано
швам очертание с плавными переходами от патрубка к пла-
стине, что потребовало удаления большого количества на-
плавленного металла. Поэтому обрабатывали в два этапа: вначале
пневматическим зубилом, а затем тщательно шлифовали абразив-
ным кругом на станке. Указанное снижение выносливости, видимо,
следует объяснить наведенными в процессе шлифования растяги-
вающими остаточными напряжениями.
После шлифования угловых швов в местах перехода к основ-
ному металлу в элементах с поперечными и продольными ребрами
(см. рис. 66, л, м, н) предел выносливости соединений повысился
только на 11—20%. Эффективно используют механическую обра-
ботку угловых швов на конце обрываемого дополнительного пояс-
ного листа в сварных пролетных строениях железнодорожных
мостов [21] и в элементах тележек подвижного состава [56].
Швы в сварных изделиях обрабатывают либо на станочном
оборудовании, либо вручную шлифовальными кругами или пнев-
матическим зубилом, а в ряде случаев изготовляют для этой цели
специальное оборудование.
Так, например, потребовалось специальное станочное обору-
дование при обработке поверхности электрошлаковых швов в свар-
ных пластинах (длиной до 30 м и массой более 100 т) рамной кон-
струкции штамповочного гидравлического пресса усилием 75 000 т.
На заводах химического машиностроения используют фрезерный
трактор [58 ] для снятия усиления с внутренних продольных швов
обечаек диаметром от 2400 мм и более.
Механическую обработку швов в сварных конструкциях ши-
роко применяют в машиностроении, судостроении, в мостострое-
нии и многих других отраслях промышленности.
2. Рациональное проектирование сварных конструкций. Сле-
дует придавать важное значение конструктивному оформлению
сварных соединений. В этой связи с целью повышения усталости
сварных конструкций могут быть использованы следующие меры.
Податливость сопрягаемых элементов. Эксперименты и дли-
тельные наблюдения за сварными рамными конструкциями подвиж-
ного состава в эксплуатации позволили установить, что имеется
определенная связь между прочностью и податливостью соедине-
ния [12].
Удачное конструктивное решение узлов сварной конструкции
позволяет в ряде случаев значительно повысить их прочность.
Так, в продольных балках рам тележек электровоза, характери-
зующихся резким перепадом жесткости на сравнительно неболь-
шой длине, увеличение длины участка с меньшей жесткостью
с 210 до 860 мм привело к повышению предела выносливости на
50% [12]. В [работе, проведенной в МИЙТе, при испытании
рам тележек прицепного вагона дизель-поезда были получены
значения предела выносливости а_г = 2,8 ч-4 кгс/мм2 [12].
В указанной конструкции имело место резкое изменение
224
жесткостей продольной балки на небольшой длине, что и обусло-
вило значительную концентрацию напряжений.
В измененной конструкции балки (уменьшили отношение мо-
ментов инерции до 1,06 раза) предел выносливости повысился и
составил = 6,3 кгс/мм2.
О благоприятном влиянии податливости на прочность конструк-
ции свидетельствуют результаты исследований, проведенных
в ЦНИИТМАШе на крупных сварных композитных газотурбин-
ных роторах [89]. Результаты испытания на усталость пяти моде-
лей ротора (диаметром 245/220 мм), имевших резкие концентра-
торы напряжений в подкорневой полости шва и выполненных
с меньшей податливостью сопрягаемых элементов (см. рис. 102, а),
показали, что они имеют небольшие разрушающие напряжения
3,4—5,1 кгс/мм2 при долговечности 1,8 106—2 -107 циклов.
Модели ротора с большей податливостью сопрягаемых элемен-
тов и сварными стыками без подкорневой полости (см. рис. 102, б
и 104) обладали наибольшей выносливостью. Так, один образец
разрушился при о = 12 кгс/мм2 по разнородному шву после
0,7 млн. циклов. До этого образец выдержал без повреждения
50 млн. циклов при напряжениях в разнородном шве о = 3,4;
6,5; 8 и 10 кгс/мм2. Второй образец выдержал без повреждения
40 млн. циклов при напряжениях в разнородном шве о = 3,4; 6,5
и 8 кгс/мм2 и разрушился по разнородному шву при о = 10 кгс/мм2
после 4,7 млн. циклов.
Различная конструкция прикрепления дополнительного пояс-
ного листа в сварных балках. При использовании рациональной
формы окончания поясного листа, различных расположений швов,
скоса в поясных листах и механической обработки швов можно
добиться существенного повышения прочности сварных балок
(табл. 26; 27 и рис. 68 и 69) [20, 21, 156, 249].
Конструкция корневой части шва в односторонних стыковых
соединениях. На прочность односторонних стыковых соединений
решающее влияние оказывает качество выполнения корневой зоны
шва. Концентрация напряжений в этой зоне соединения может
быть весьма значительной при отсутствии проплавления корневой
зоны шва, неблагоприятной его форме и наличии дефектов сварки.
Конструктивно-технологические недостатки в выполнении корне-
вой зоны шва в односторонних соединениях значительно снижают
прочность [55, 257].
Наиболее высокой прочности односторонних соединений (в ряде
случаев приближающейся к прочности основного металла) можно
достигнуть при аргонодуговой сварке вольфрамовым электродом
с плавящейся вставкой и при аргонодуговой сварке вольфрамовым
электродом с подкладным кольцом и нанесенным керамическим
слоем или подкладкой из песка [89, 207, 241, 257, 259].
Сварные соединения с конструктивным непроваром. Усталость
соединений втавр в значительной степени зависит от глубины
проплавления соединяемых элементов. Технологический непровар
15 И. В. Кудрявцев
225
ь корневой части шва резко снижает сопротивление усталости
соединения. Поэтому обычно для снижения коэффициента концен-
трации напряжений в корневой зоне шва стремятся к созданию
сквозного проплавления. Вместе с тем для полного проплавления
при больших толщинах металла (^100 мм) возникают трудности
в получении качественного шва. Кроме того, при сварке могут
возникать большие деформации в связи со значительным в этом
случае объемом наплавленного металла. Могут также иметь место
случайные непровары, понижающие работоспособность соедине-
ния.
Поэтому в соединениях большой толщины (втавр, а также и
сварных штуцерных узлах) рационально применение частичного
скоса кромок с сохранением непроваренной щели, отрицательное
влияние которой может быть скомпенсировано некоторым увели-
чением усиления шва. Заранее предусмотренный конструктивный
непровар (непроваренная щель, достигающая х/2—1/3 толщины
элемента) облегчает качественное выполнение шва и учитывается
при расчетах на прочность.
По выполненным в ЦНИИТМАШе исследованиям предел вы-
носливости тавровых соединений (из листа толщиной 40 мм) с не-
проваренной щелью, составляющей V2 толщины элемента, при
симметричном изгибе на базе 106 циклов составил о_х =
= 12,8 кгс/мм2, в то время как для аналогичных моделей со сквоз-
ным проплавлением = 9,8 кгс/мм2. Наиболее несущей способ-
ностью при плоском изгибе обладали модели штуцеров с трубами,
вваренными с двух сторон в пластину толщиной 115 мм (см. рис. 70)
без проплавления в средней части на величину 1/3 и V2 от толщины
пластины. Прочность указанных моделей штуцеров оказалась
на 22—40% выше прочности моделей с приварными двусторон-
ними штуцерами (табл. 30) [116].
Вместе с тем, конструктивный непровар в стыковом соединении
существенно влияет на сопротивление усталости не только при
переменном растяжении, но и при переменном изгибе. При нали-
чии конструктивного непровара, составляющего 40% толщины
элемента, прочность стыкового соединения из стали 0Х12НДЛ
толщиной 50 мм при симметричном изгибе на базе 107 циклов
понизилась на 70—75% [57].
В данном случае усиление шва было снято, и непровар (моде-
лирующий соединение лопасти к выступам, так называемым «пень-
кам» обода рабочего колеса гидротурбины) оказал влияние на со-
противление усталости как концентратор напряжений.
Другие конструктивные меры. В сварных конструкциях сле-
дует избегать деталей и узлов, вызывающих значительную кон-
центрацию напряжений и неблагоприятное распределение напря-
жений. Сварные швы не следует располагать в наиболее напряжен-
ных участках конструкции.
В сварных конструкциях следует шире применять стыковые
соединения, обладающие наибольшей прочностью при перемен-
226
ных нагрузках. Совершенно нецелесообразно использовать для
усиления стыкового шва дополнительные накладки, так как при
таком «усилении» прочность стыкового соединения очень сильно
падает [112]. Следует также по-возможности избегать пересечения
поперечного стыкового шва продольным швом. Наличие на пла-
стине из стали М16С пересечения поперечного шва продольным
вызывало понижение предела выносливости при 107 циклов на
29% (при симметричном цикле) и на 17% (при пульсирующем
цикле) по сравнению с пластинами, имеющими только поперечный
стыковый шов [171]. Балки коробчатого сечения, содержащие
пересечения стыковых швов (на полке или на стенках) с угловыми
швами, имеют пределы выносливости при изгибе на базе 2 10е цик-
лов на 11—16% ниже, чем у балок без пересечения швов [119].
Следует избегать применения прерывистых швов в элементах,
испытывающих значительные переменные напряжения. Так, пре-
дел выносливости сварных двутавровых балок из стали СтЗ с пре-
рывистыми швами на 15—18% ниже, чем балок со сплошными
швами [119].
При проектировании сварных конструкций, подвергающихся
воздействию переменных нагрузок, следует по-возможности пре-
дусматривать выполнение сварки в нижнем положении.
Следует избегать приварки каких-либо вспомогательных дета-
лей к элементам, работающим при переменных напряжениях.
Де концентраторы напряжений. Устройство искусственных
деконцентраторов в виде выкружек и отверстий в местах образо-
вания высокой концентрации напряжений, вызванной сваркой
(около начала и конца шва, в местах пересечения швов и т. д.)
(см. рис. 66, у, рис. 88, д'), в некоторых случаях приносят заметную
пользу [119, 267]. Деконцентраторы напряжений для этой цели
используют в отечественной авиационной промышленности,
в также в промышленности США, ФРГ и других стран.
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ МЕТОДЫ,
ОСНОВАННЫЕ НА РЕГУЛИРОВАНИИ
ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ
1. Термическая обработка. Многие конструкции из малоугле-
родистых и низколегированных сталей после сварки подвергают
высокому отпуску. Обычно высокий отпуск применяют для сниже-
ния деформации конструкций в процессе их механической обра-
ботки, вылеживания и эксплуатации, а также для повышения ра-
ботоспособности конструкций при переменных нагрузках.
Еще 10—15 лет назад в отдельных работах выражали сомнения
о влиянии остаточных напряжений на прочность сварных соеди-
нений. Однако сейчас не существует сомнений в их значитель-
ном влиянии 1 [48, 49, 82, 85, 98, 146, 169, 172, 174, 187].
1 См. стр. 33.
15*
227
Наиболее надежным методом снижения остаточных напряже-
ний в сварных изделиях является высокий отпуск. Отпуск может
оказывать как положительное, так и отрицательное воздействие на
сопротивление усталости соединений, поскольку эффективность
определяется результирующим влиянием двух факторов: сниже-
нием вызванных сваркой остаточных напряжений и разупрочне-
нием металла шва и околошовной зоны. Поэтому отпуск не во всех
случаях может являться средством повышения прочности соедине-
ний [30, 31, 127].
В одних случаях отпуск может повысить сопротивление уста-
лости, а в других является бесполезным или даже приводит к сни-
жению его [81 ].
Применение высокого отпуска для стыковых соединений стали
22К с необработанными швами, выполненными электрошлаковой и
ручной дуговой сваркой, привело к повышению предела выносли-
вости при симметричном изгибе (на образцах толщиной 50 и 65 мм)
на 30—55% [90, 114]. Большое повышение выносливости (на
70—100%) было достигнуто при симметричном изгибе пластин из
стали 14Г2 и М16С, в которых дополнительно к стыковому попе-
речному шву наплавляли продольные валики для создания значи-
тельных остаточных напряжений [171, 174].
Представляют интерес проведенные в ИЭС им. Е. О. Патона
исследования подобных образцов из стали 14Г2 с пересекающимися
швами, позволившие установить области рационального примене-
ния высокого отпуска в зависимости от характеристики цикла
переменных напряжений. Как видно из результатов указанных
исследований (рис. 138), при симметричном цикле (/?о = —1)
большим сопротивлением усталости обладают образцы, прошедшие
высокий отпуск. При пульсирующем цикле (Ra == 0) выносливость
тех или иных образцов практически одинакова, а при асимметрич-
ном цикле (Ra = 0,3) образцы в состоянии после отпуска имели
несколько меньшую выносливость, чем исходные образцы.
Высокий отпуск повышал прочность и других видов соедине-
ний: крупных моделей приварного двустороннего штуцера на 49%
[116]; балок из стали СтЗ коробчатого сечения, сваренных
электрозаклепками в среде СО2 — на 96% [121]; трубы с трубной
доской на 12% [116].
Сопротивление усталости при знакопостоянном растяжении
швеллеров с накладками, приваренными фланговыми швами, после
отпуска повысилось на 45% (опыты ЦНИИТМАШа).
Высокий отпуск не привел к изменению прочности образцов
с повышенной концентрацией напряжений—соединений внахле-
стку как с лобовыми, так и фланговыми швами и валиков с при-
варенными втулками.
Известны примеры понижения прочности соединений в резуль-
тате применения высокого отпуска. Например, при симметричном
изгибе балок из стали СтЗ двутаврового и коробчатого сечений
после отпуска предел выносливости понизился на 10—13% [122].
228
Рис. 138- Результаты испытаний на вы-
носливость образцов с пересекающимися
швами [174] в исходном состоянии (/)
и после высокого отпуска (2)
Рис. 139. Результаты испытаний швел-
леров (№ 10) с фланговыми швами при
осевой пульсирующей нагрузке:
/ — в исходном состоянии; 2 — после
высокого отпуска; 3 — при удлиненных
фланговых швах; 4 — после механиче-
ской обработки; 5 - после предвари-
тельной нагрузки; 6 — после местного
пластического обжатия
Понижение прочности после отпуска происходило для нахле-
сточных соединений швеллеров с фланговыми швами (рис. 139)
при пульсирующем цикле напряжений [174].
Усталостные испытания в ВНР двенадцати продольных свар-
ных балок тележек дизель-поезда (шесть балок в исходном состоя-
нии и шесть балок подвергнуты высокому отпуску) на стенде, обо-
рудованном гидроцилиндрами, показали, что балки без термиче-
ской обработки при одинаковых нагрузках выдержали несколько
большее число циклов, чем балки после высокого отпуска [74].
Испытания на усталость пластин из стали Юкп и СтЗ с попереч-
ным швом, имитирующих узел приварки фланца к колену ресивера
тепловозного двигателя, показали, что отпуск после сварки понизил
предел выносливости [129]. Предел выносливости валиков с про-
дольной двусторонней наплавкой после отпуска понизился на 20%.
Вопрос о целесообразности высокого отпуска следует решать
с учетом формы конструкции, технологии сварки, характера
распределения остаточных напряжений и условий эксплуатации.
Применение высокого отпуска для снятия остаточных напряже-
ний в конструкциях из малоуглеродистых и низколегированных
сталей с целью повышения их выносливости целесообразно лишь
в тех случаях, когда можно ожидать значительного влияния оста-
точных напряжений на прочность (при высокой концентрации
напряжений, в случае объемного напряженного состояния).
Сварочные остаточные напряжения практически не влияют на
циклическую прочность элементов, изготовленных из вязких ма-
териалов, если в конструкции отсутствуют конструктивные и тех-
229
юлогические концентраторы напряжений. Роль напряжений
усиливается при увеличении хрупкости материала и степени кон-
центрации напряжений.
В работе [31 ] указывается, что в отдельных случаях при сварке
малоуглеродистых и низколегированных сталей, когда отсут-
ствуют острые концентраторы напряжений, а конструкции экс-
плуатируются при температурах 0-г- +50° С и не работают в кор-
розионных средах, отпуск рекомендуется отменить.
Эти рекомендации распространяются на детали кузнечно-пре-
совых машин, прокатного оборудования, тяжелых фрезерных и
протяжных станков и др.
При сохранении отпуска продолжительность его предлагается
назначать по релаксационным кривым, но не только в зависи-
мости от толщины металла [30, 31].
На основании исследований [27, 28 ] отменена термическая об-
работка сварных блоков тепловозных дизелей. Принятая техноло-
гия сварки без термической обработки, как показала практика,
обеспечивает необходимую статическую и усталостную прочность
соединений.
Опыт Ленинградского металлического завода также позволил
сделать вывод, что для многих деталей, свариваемых из стали СтЗ,
целесообразно отказаться от термической обработки [92]. Так, на-
правляющий конус, находящийся в эксплуатации на одной из ГЭС,
не подвергался после сварки термической обработке.
Очень остро решался вопрос о термической обработке для кон-
струкций, изготовленных с применением электрошлаковой сварки.
Серьезным недостатком электрошлаковой сварки является интен-
сивный рост зерна в околошовной зоне, что требует нормализации
конструкций для измельчения зерна как в этой зоне, так и в ме-
талле шва [130, 194]. Кроме того, в соединениях, выполненных
электрошлаковой сваркой, ударная вязкость металла шва и уча-
стка крупного зерна в околошовной зоне ниже, чем требуется по
техническим условиям.
Для решения вопроса об упрощении термической обработки
соединений, выполненных электрошлаковой сваркой, были прове-
дены широкие исследования влияния технологических и металлур-
гических факторов на работоспособность соединений при статиче-
ских, переменных и ударных нагрузках.
В ЦНИИТМАШе были проведены исследования при знако-
переменных нагрузках на образцах крупных размеров (сечением
200x200 мм и диаметром 150 и 200 мм) из прокатной 22К и литой
35Л сталей. Было установлено, что термическая обработка соеди-
нений этих сталей электрошлаковой сваркой не является необхо-
димой для повышения усталости в тех случаях, когда зона шва
подвергается механической обработке [87, 88, 91].
Эти рекомендации были реализованы при изготовлении рамных
конструкций мощных гидравлических штамповочных прессов уси-
лием в 75 000 т.
230
Для оценки влияния механической неоднородности соедине-
ний, выполненных электрошлаковой сваркой, на их стойкость
против хрупкого разрушения в ЦНИИТС были проведены ударные
испытания на изгиб ненадрезанных образцов сечением 90x90 мм
при положительной и отрицательной температурах из соедине-
ний литой стали 08ГДНФЛ и 25Л и поковок из стали 08ГДНФ.
Испытания проводили на копре с вертикально падающим с высоты
10,4 м бойком весом 1 т [75].
Наряду с этим, на образцах Менаже определяли свойства ме-
талла шва и околошовной зоны.
Было показано, что ударная вязкость металла шва и около-
шовной зоны не может служить единственным критерием для
оценки работоспособности соединения, она зависит также и от
соотношения пределов текучести металла в различных зонах со-
единения. Таким образом, механическая неоднородность соеди-
нения с электрошлаковыми швами не является препятствием
для получения соединений с высокой работоспособностью. В соот-
ветствии с этим в ЦНИИТС были даны рекомендации по элек-
трошлаковой сварке судовых деталей типа штевней, боллеров,
релей и др. Из сталей 08ГДНФЛ, 08ГДНФ, 20Л, 25Л и Ст5 без
нормализации.
В течение ряда лет в ИЭС им. Е. О. Патона проводят работы
в направлении изучения возможности отказа от нормализации
для конструкций из широкого круга сталей, изготовленных с при-
менением электрошлаковой сварки. Изучают статистические дан-
ные об изготовлении и эксплуатации конструкций, выполненных
электрошлаковой сваркой без нормализации [160, 166, 167].
К настоящему времени в Советском Союзе изготовлены де-
сятки тысяч тонн самых разнообразных конструкций, не подвер-
гавшихся нормализации, а в отдельных случаях и высокому от-
пуску. Без нормализации, но с отпуском для снятия остаточных
напряжений были изготовлены станины ковочно-штамповочных
прессов, обечайки и бандажи цементных печей [166], сосуды высо-
кого давления [160], нефтехимическая аппаратура [167] и др.
В Великобритании [108] и ЧССР [245, 246] также проводятся
работы по изысканию технологии электрошлаковой сварки сосудов
высокого давления без нормализации.
Новая технология, получившая название электрошлаковая
сварка с «контролем» зерна в околошовной зоне, обеспечивает
приемлемые механические свойства соединения без их нормали-
зации [108]. Фирма «Бабкок—Уилкокс» практически полностью
отказалась от нормализации сварных сосудов высокого давления
и ограничивается лишь высоким отпуском.
2. Методы, основанные на создании в зоне концентрации на-
пряжений сжимающих остаточных напряжений. Имеются пять
методов создания благоприятных остаточных сжимающих напряже-
ний в сварных конструкциях.
231
1. Предварительная перегрузка. Элемент с концентратором
напряжений нагружают до появления текучести в надрезе. При
снятии нагрузки в зоне надреза возникают остаточные напряже-
ния противоположного знака. Таким образом, перегрузка при рас-
тяжении вызывает в надрезе сжимающие остаточные напряжения.
Г. А. Николаев исследовал снятие остаточных напряжений
в пластинах с наплавленным на кромку валиком и в балках путем
приложения к ним растягивающей нагрузки. Остаточные напряже-
ния почти совершенно исчезли после приложения нагрузки, вызы-
вающей напряжения порядка 23 кгс/мм2.
Несмотря на эффективность этого метода, имеются и существен-
ные недостатки. При перегрузке сварной конструкции нельзя
достичь напряжений, равных пределу текучести во всех узлах.
Кроме того, такая перегрузка может привести к уменьшению спо-
собности к пластической деформации сварного соединения.
Опытами ИЭС им Е. О. Патона установлено, что можно до-
биться заметного увеличения усталости соединений при предва-
рительных перегрузках, вызывающих номинальные напряжения
меньше предела текучести [174].
В работе [174] показано, что в результате предварительной
нагрузки (до 22 кгс/мм2) образцов сечение 70 X 12 мм из стали 14Г2
с пересекающимися швами их предел выносливости при симметрич-
ном цикле повысился на 50% по сравнению с исходным после
сварки состоянием. Трехкратная предварительная перегрузка до
17 кгс/мм2 повысила сопротивление усталости при осевой пульси-
рующей нагрузке соединений швеллеров из стали СтЗкп с фланго-
выми швами (см. рис. 157) на 45%.
Предварительную перегрузку использовали в Японии для повы-
шения прочности сварных сосудов. Никольс предлагает предвари-
тельной статической перегрузкой повышать стойкость сварных
конструкций к хрупкому разрушению [262].
2. Местный нагрев. В ЧССР Пухнером [146, 267] предложено
повышать прочность соединений мостовых конструкций с помощью
местного нагрева. В зоне соединений, где сварочные растягиваю-
щие остаточные напряжения имеют значительные величины, наво-
дятся сжимающие остаточные напряжения от местного нагрева.
Опыты проводили на стыковых соединениях из стали с ов =
= 37 кгс/мм2, не подверженных непосредственной нагрузке
(рис. 140). Эти соединения отличаются низкой несущей способ-
ностью (табл. 65) независимо от конструкции прикрепления план-
ки —-с необработанной планкой (тип Д) или имеющей большой
радиус закругления (тип С) и механически обработанный переход
(тип В). Исследовали также влияние приварки аналогичных пла-
нок на балки. Образцы типа Е были подвергнуты местному нагреву
кислородно-ацетиленовой горелкой. Центр зоны нагрева был рас-
положен на расстоянии, равном Ч3 ширины полосы от конца шва,
а ее диаметр составил около 35 мм. Температуру нагрева (~700° С)
контролировали при помощи термического мела.
232
Рис. 140. Образцы для испытаний пульсирующим
растяжением и изгибом
Метод местного нагрева в исследо-
ванных случаях оказался весьма эффек-
тивным (табл. 65) для повышения проч-
ности при переменных нагрузках.
О. Пухнер на примере испытания
образцов, имитирующих угловое свар-
ное соединение с нагруженным прива-
ренным листом (рис. 141), также пока-
зал высокую эффективность местного
нагрева и для соединений, непосред-
ственно передающих нагрузку [146].
Значительное повышение сопротив-
ления усталости соединений в резуль-
тате местного нагрева было достигнуто
на образцах типа 1, 2, 3 (рис. 142) из малоуглеродистой стали
BS.15 [2251. Прочность при знакопостоянном растяжении на базе
2 • 106 циклов после местного нагрева образцов 1 возросла с 3,9 ±
±3,9 до 8,6 ± 8,6 кгс/мм2, у образцов 2 —с 3,15 ± 3,15
до 9,5 ± 9,5 кгс/мм2 и у образцов 3 —с 3,15 ± 3,15 до
8,3 ± 8,3 кгс/мм2.
Таблица 65
Предел выносливости полос и балок с приваренными к ним
планками (при 2-10е циклов нагрузки) [146]
Тип образца по °т±аа кгс/мм2
рис. 140 Растяжение полос Изгиб балок
А 12,5± 10,5 12±10
В 7,5±5,5 6,5=4,5
С 7,5±5,5 —
D 6±4 6,5±4,5
Е 11±9
F 12=Ы0 10,5±8,5
233
Рис. 141. Кривые усталости образцов, под-
вергнутых местному нагреву (/) и без него (2)
I О...........................................................о
О ’ 1Ж
Рис. 142. Образцы для испытания
пульсирующим напряжением (круж-
ками отмечены места нагрева)
Исследовательские работы в Британской сварочной ассоциации
[221] на образцах, показанных на рис. 140, подтвердили резуль-
таты Пухнера [146] и показали также, что этот метод может
быть применен и к угловым сварным соединениям. В опытах [221 ],
проведенных на двух сериях образцов (см. рис. 66, к), местный
нагрев вызывал в одних случаях сжимающие, а в других — растя-
гивающие остаточные напряжения в зоне шва (рис. 143, б, в).
Образцы с растягивающими остаточными напряжениями имели
ту же прочность, что и образцы в состоянии после сварки, тогда
как образцы с сжимающими остаточными напряжениями показали
повышение прочности на 50%.
Одна из основных трудностей этого метода заключается в вы-
боре соединении, пригодных для обработки. При нагреве зон,
смежных с надрезом, уравновешивающие сжимающие остаточные
напряжения должны быть наложены на надрез, так чтобы они дей-
ствовали параллельно
рабочим напряжениям.
Поэтому этот метод
не пригоден для обра-
ботки соединений с по-
перечными швами.
Рис. 143. Места обработки после
сварки образцов с продольными
ребрами и распределение оста-
точных напряжений:
а — местное обжатие; бив —
местный нагрев (/ — точечное
обжатие; 2 — точечный нагрев>
234
Определять положение зон местного сосредоточенного нагрева
даже в простых случаях приходится по интуиции, и очень трудно
бывает определить положение зон нагревадля сложных соедине-
ний. Кроме того, даже небольшое смещение зоны нагрева
от ее оптимального положения существенно влияет на эффектив-
ность метода.
На образцах с фланговыми швами (см. рис. 65, д) при местном
нагреве (с помощью контактной машины) вблизи концов фланговых
швов не удалось достичь повышения сопротивления усталости
[174]. В этих опытах местный нагрев производили, по-видимому,
слишком близко к концам фланговых швов.
Эффективность метода в значительной степени определяется
соблюдением параметров местного нагрева.
Н. А. Клыков предложил рациональные параметры местного
нагрева и разработал рекомендации по технологии его выпол-
нения [71].
Г. К- Евграфов и В. О Осипов с целью перераспределения
остаточных напряжений в сварных соединениях, вместо нагрева
круговой локальной площадки предложили нагревать прямоуголь-
ные зоны металла вдоль приваренного элемента. При увеличении
зоны подогрева отмечается более стабильное перераспределение
остаточных напряжений. Нагрев осуществляли ацетилено-кисло-
родным пламенем газовой горелки до температуры 300—550° С
[48, 49].
Оценку эффективности разработанной технологии подогрева
проводили на сварных образцах стали СтЗ и М16С на пульсаторе
при omln = 385-Г-435 кгс/см2 и <ттах = 1500-5-1700 кгс/см2 [48].
Образцы представляли собой полосы толщиной 10 мм с прива-
ренными в средней части и у кромки планками и продольными
ребрами по оси образца. Долговечность образцов, у которых у кон-
цов швов были наведены сжимающие напряжения, повышалась
в 2—7 раз по сравнению с образцами, не обработанными местным
подогревом. Предел выносливости образцов из стали М16С с кон-
центраторами напряжений в околошовной зоне в виде круглых
отверстий повысился более чем на 22% в результате местного
подогрева в указанной зоне.
Особое внимание уделяли характеру изменения наведенных
местным нагревом напряжений под действием статических и пере-
менных нагрузок. Опыты показали, что в элементах и образцах
из сталей СтЗ и М16С, подвергнутых растяжению статической на-
грузкой до напряжений 20 кгс/мм2, сжимающие остаточные напря-
жения в зонах местного подогрева не изменяют своего знака и
остаются достаточно большими по величине. Последующие (более
1 млн. циклов) переменные нагрузки, не превышающие по вели-
чине статическую нагрузку, не вызвали заметного изменения
величины остаточных напряжений.
Эти опыты подтверждают высокую устойчивость остаточных
напряжений и их влияние на усталостную прочность соединений.
235
Рис. 144. Зоны подогрева в свар
«ном узле пролетного строения
железнодорожного моста
Местный подогрев был
применен для перераспре-
деления остаточных напря-
жений элементов пролет-
ного строения железнодо-
рожного моста таким обра-
зом, что в зонах опасных
концентраторов напряже-
ний вместо растягивающих
остаточных напряжений
стали действовать сжимаю-
щие 1491.
На каждой полке рас-
коса и стойки подогревали
по две зоны (рис. 144)
газовой горелкой, перемещаемой по волнообразной траектории
со средней скоростью около 100 мм/мин. На участках концов
фланговых швов вместо значительных растягивающих оста-
точных напряжений (22 и 18,5 кгс/мм2) были получены высокие
сжимающие напряжения (—14,3 и —6,7 кгс/мм2). Созданное бла-
гоприятное напряженное состояние в зонах опасных концен-
траторов напряжений способствовало повышению прочности
элементов.
3. Местное обжатие. Этот способ, предложенный в Велико-
британии [221, 222), заключается в сжатии металла, лежащего
около концентратора напряжений между круглыми штампами, до
такой степени, чтобы произошло общее течение материала между
штампами. При этом возникают сжимающие остаточные напряже-
ния. Линия, соединяющая центр сжатой точки с концентратором
напряжений, параллельна направлению приложенных напряже-
ний (см. рис 143, а). Этот способ широко исследовали в Британ-
ской сварочной ассоциации [221 ] на образцах с приваренными
продольными ребрами (см. рис. 66, к). Испытания проводили при
четырех коэффициентах асимметрии цикла Ro = 0,5; 0; —1; —4
и трех различных распределениях остаточных напряжений:
-24 -20 -10 -12 -8 -4 0 4 8 12
бтт, кгс/мм2
в состоянии после сварки,
со снятием напряжений и при-
менением местного обжатия.
Полученные результаты [221 ]
показаны в виде диаграммы
Гудмана (рис. 145). Сопротивле-
ние усталости образцов повы-
Рис. 145. Результаты усталостных испыта
ний для образцов с продольными ребрами
и различным распределением остаточных
напряжений:
/ — в состоянии поставки; 2 — точечный
нагрев; 3 — местное обжатие
236
силось примерно в 3 раза при симметричном цикле и в 2 раза
при пульсирующем цикле напряжений по сравнению с исходным
после сварки состоянием.
В ИЭС им. Е. О. Патона 1174] проводили исследования на
образцах трех типов: швеллере, приваренном к планкам фланго-
выми швами (см. рис. 43, к), пластине со стыковым швом и пластине
с приваренными с двух сторон поперечными ребрами. Пластическое
обжатие выполняли на прессе. Использовали пуансоны различной
формы и размеров. Так, для образцов с фланговыми швами приме-
няли конусообразный пуансон диаметром 20 мм. Обжатие выпол-
няли вблизи концов швов как на швеллере, так и на планке. Давле-
ние на пуансон 28 тс, нагрузку поддерживали в течение 30 с.
В пластинах с приварными поперечными ребрами использо-
вали пуансоны диаметром 10 мм, а для пластин со стыковым
швом — пуансон в виде полосы шириной 5 и длиной 80 мм. На
этих пластинах проводили линейное обжатие в виде узкой полосы
(шириной 10 и 5 мм) на всю длину шва, что достигали последова-
тельным перемещением пуансона. Таким образом, деформирован-
ные участки металла перекрывались. Обжатые участки металла
были расположены вдоль шва на расстоянии 1—3 мм.
После местного пластического обжатия предел выносливости
образцов из стали СтЗкп с фланговыми швами повысился на 70%
(см. рис. 139). Долговечность пластин из стали 10Г2С1 с попереч-
ными ребрами и пластин со стыковым швом после линейного обжа-
тия увеличилась в 5—10 раз. Пределы выносливости повысились
на 40—110%.
Метод местного обжатия более доступен для контроля, чем то-
чечный нагрев. При этом можно видеть место обработки, правиль-
ность нагрузки, измерить остаточное вдавливание.
Однако для осуществления местного обжатия еще не создано
достаточно удобного производственного оборудования.
4. Поверхностный наклеп. Поверхностное пластическое де-
формирование металла шва и околошовной зоны упрочняет слои
металла и наводит в них благоприятные сжимающие остаточные
напряжения.
Этот метод упрочнения соединений особенно большое развитие
получил в Советском Союзе, чему способствовали широкие научно-
исследовательские работы, ведущиеся на протяжении последних
двадцати лет в ЦНИИТМАШе (54, 56, 84, 90, 101, 116, 119—
124], ЦНИИ МПС (76, 77, 78, 156], МИИТ [12, 13], ЦНИИСК
им. В. А. Кучеренко и в других организациях [19, 40, 105,
129, 191].
Поверхностное упрочнение пластическим деформированием
исследовали на сварных соединениях и элементах конструкций
самого разнообразного вида с различными типами швов и из раз-
личных материалов в зависимости от степени концентрации напря-
жений, остаточной напряженности, вида и характеристики пере-
менных напряжений, а также температурных условий.
237
Известны различные методы пластического деформирования
говерхностного слоя металла: дробеструйный наклеп, обкатка
роликами, чеканка.
Дробеструйный наклеп позволяет получить глубину наклепан-
ного слоя до 0,5—0,8 мм. При обкатке роликом крупных деталей
грн больших давлениях на ролик глубина наклепа достигает не-
скольких миллиметров. Для чеканки используют различные кон-
струкции пружинных и пневматических устройств со сфериче-
скими или бочкообразными ударниками. Эти устройства предна-
значаются главным образом для получения большой глубины на-
клепанного слоя (от 3—5 до 20—30 мм) для крупных изделий.
В последнее время получили распространение пневматические
упрочнители с бойками в виде пучка проволоки [172] (диаметром
2—3 м и длиной 120—150 мм). Глубина наклепа таким многобойко-
вым упрочнителем достигает 2—3 мм для мягкой конструкционной
стали.
В сводной табл. 66 приведены данные по эффективности по-
верхностного наклепа необработанных швов для различного вида
соединений (стыковые, впритык, внахлестку, с присоединенными
элементами, штуцерные) и характеристик переменной нагрузки.
Для стыковых соединений, выполненных ручной дуговой и элек-
трошлаковой сваркой, с сохраненным усилением шва поверхност-
ная обработка шва и околошовной зоны обеспечила повышение
прочности на 36—106% при изгибе и растяжении для различных
асимметрий цикла.
Поверхностный наклеп весьма эффективен для стыковых соеди-
нений стали 09Г2С толщиной 6 мм, сваренных по грунтованной
поверхности [124]. Пределы выносливости возросли: на 23% для
соединений, сваренных электродами УОНИ-13/55, на 32% для
соединений, выполненных автоматической сваркой под флюсом, и
на 65% для соединений, сваренных в среде СО2. Эффективность
наклепа для соединений внахлестку с лобовыми швами выше, чем
с фланговыми.
Для прикреплений конструктивных и связующих элементов,
вызывающих повышенную концентрацию напряжений, поверхно-
стный наклеп существенно повышает сопротивление усталости
соединений при различных асимметриях цикла. Для некоторых
сварных узлов, например для зоны металла, находящейся между
двумя близко расположенными швами накладок, поверхностный
наклеп является практически единственным способом упрочне-
ния. Весьма заметное (на 66—75%) повышение усталостной проч-
ности достигнуто наклепом швов для соединений труб в трубной
доске и крупных штуцерных узлов (см. табл. 66).
Испытаниями на усталость при несимметричном изгибе (Ra =
0,5) натурных полых осей с приваренными фланцами было уста-
новлено повышение прочности осей в результате наклепа в зоне
приварок на 70% [144].
238
CD
со
S
Эффективность поверхностного наклепа необработанных швов для различных сварных соединений
Источник Опыты ЦНИИТМАШа о <м [061 [86] I 1 Опыты ЦНИИТМАШа 1
Повышение предела выносливости после наклепа, % Растяжение 1 ££ 3G 1 1 1 1
7 и 1 I 1
Изгиб СЗ ч; «м I- U со « со 1 1
II е> 4G—55, 1 1 CD 26
0'1 =Di/ 79 901 £
Марка стали О СтЗ, 09Г2С 22 К ею О О
Обозна- чение по рисунку 34, а 34, б 34, в 35, г 62, « 43, д 43, е
Вид соединения Стыковое: ручная дуговая сварка электрода- ми ЦМ-7 То же, электродами УОНИ-13/55 электрошлаковая сварка Впритык Нахлесточное: лобовые швы фланговые швы
239
родилжение |абл. 66
Источник Опыты ЦНИИТМАШа То же [76] [79] [251] [227] СО [116]
1 1 25 ю | 1
ф № о 1

Повышение предела выносливости пс наклепа, % * К СО СХ /?0 =-1.0 1 1 1 1 1
Изгиб 8,6 • атах' кгс/см2 33 75 1 1 1 1 1 1
И о о: 1 1 tlj 1 1 1 1 1
о о * 1 1 35—106 1 1 75 66
Марка стали СтЗ СтЗ СтЗ СтЗ 0,1% с BS.15 20 и 22К 20 и 22К
Обозна- чение по рисунку 65, а 65, б 65, в 65, ж 66, X 66, ц £ О
Вид соединения Прикрепления конструктивных и связую- щих элементов: швеллер с накладками, приварен- ными лобовыми швами фланговыми швами пластина с накладкой, приварен- ной лобовыми швами пластина с двумя накладками, при- варенными с зазором между собой пластина с поперечным ребром при наличии сквозного непровара пластина с четырьмя двусторонне приваренными ребрами Труба, вваренная в трубную решетку Пластина с приваренными двусторон- ними штуцерами
240
Поверхностный наклеп весьма эффективен для наиболее небла-
гоприятных режимов нагружения (при симметричном цикле и асим-
метричных циклах со средними растягивающими напряжениями).
Как показано в работе [811, поверхностный наклеп приводит
к возникновению сжимающих остаточных напряжений или, дру-
гими словами, снижает уровень средних растягивающих напря-
жений и, следовательно, увеличивает предельную амплитуду
цикла, как это следует из известной диаграммы Смита для кон-
струкционных сталей.
Эффективность наклепа возрастает при увеличении степени
концентрации напряжений, вызываемой наложением швов. Так,
у образцов из стали 40 с втулками, приваренными круговыми шва-
ми, эффективный коэффициент концентрации напряжений в зави-
симости от конструкции приварки изменялся в пределах =
= 2,0-т-4,0. После поверхностного упрочнения швов пределы вы-
носливости образцов возросли соответственно на 90—260% (наи-
больший эффект отвечает элементам с большим Ко).
Наплавка на цилиндрические образцы диаметром 60 мм и валы
диаметром 180 м из стали 40 проволокой соответственно Св-08А и
12Х18Н9Т снижает сопротивление усталости в 3 раза [40, 92, 94].
Причиной этого снижения является совместное действие растягива-
ющих остаточных напряжений и дефектов сварки. При наплавке по
образующей осевые напряжения составили +40 кгс/мм2, а танген-
циальные + 12 кгс/мм2; при кольцевой наплавке как осевые, так
и тангенциальные напряжения составили +20 кгс/мм2 [40]. После
обкатки роликом валиков, наплавленных по образующей, в поверх-
ностном слое образца были наведены сжимающие остаточные на-
пряжения—осевые (—44 кгс/мм2) и тангенциальные (—39 кгс/мм2).
В результате этого предел выносливости образцов возрос на 75%.
У валов диаметром 180 мм с кольцевой наплавкой после об-
катки роликом предел выносливости повысился по сравнению с ис-
ходным состоянием на 116% [92, 94].
Высокая эффективность наклепа установлена не только для
соединений из малоуглеродистых сталей, но и для соединений из
низколегированных [76, 203] и среднелегированных [1551 ста-
лей, а также и титановых сплавов [191 ].
Использование поверхностного пластического деформирования
металла шва и околошовной зоны позволило получить равнопроч-
ные с основным металлом стыковые соединения со снятым усиле-
нием из нержавеющей стали 0Х12НДЛ и сталей различного
класса (0Х12НДЛ и 15Г2ВЛ) применительно к гидравлическим
турбинам. Пределы выносливости при симметричном изгибе об-
разцов сечением 50x75 мм по сравнению с исходным состоянием
(с усилением шва) повысились на 123—222% [56].
Исследованиями [76, 119, 121, 123, 126, 140, 203] установ-
лено, что наклеп является эффективным средством повышения со-
противления усталости сварных балок (табл. 67) с различного типа
швами и присоединенными элементами.
16 И. В. Кудрявцев
241
Рис. 146. Сварные балки для испытания на усталость:
с — с двусторонними сплошными швами; б — с ребрами жесткости, приваренными пре-
рывистыми швами
Таблица 67
Эффективность поверхностного наклепа необработанных швов
для сварных балок
Тип балки Обозначение на рисунке Обработка после сварки Коэффициент асимметрии цикла R Предел вы- носливости при изгибе на базе 2-Ю6 циклов Источник
5ии/эля %
Двутаврового сечения с двусторонними сплошными швами, выполненными элек- тродами УОН И-13/45 146, а Исходное состояние 0,25 12,0 100 [76]
Бойком с помощью пневмомолотка 22,0 183
Двутаврового сечения с двусторонними пре- рывистыми шахмат- ными швами, выпол- ненными электродами ЦМ-7 84, а Исходное состояние 1,0 11,5 100 [122]
Многобойковым уп- рочнителем в зо- нах окончания шва 13,5 117
Двутаврового сечения с двусторонними то- чечными шахматными швами, сваренными в среде СОе 95 Исходное состояние — 1,0 10,5 100 [122]
Многобойковым уп- рочнителем 11,5 по
Б ойком с помощью пневмомолотка 13,5— 15.5 128— 147
Коробчатого сечения, сваренные электроза- клепками в среде СО2 100 Исходное состояние — 1,0 5,5 100 [121]
Многобойковым уп- рочнителем 9,5— 10,5 173 — 191
Ступенчатые двутавро- вого сечения с дву- сторонними швами, выполненными элек- тродами ЦМ-7 84, б Исходное состояние — 1,0 8,5 100 [123]
Многобойковым уп- рочнителем 9,5 — 11,5 112 — 135
Бойком с помощью пневмомолотка 10,5 124
242
Продолжение табл 67
Тип балки Обозначение на рисунке Обработка после сварки Коэффициент асимметрии цикла R Предел вы- носливости при изгибе на базе 240е циклов Источник
кгс/мм2 %
Ступенчатые двутавро вого сечения с дву- сторонними швами, сваренными в сре- де СО2 84, б Исходное состояние — 1,0 7,5 100 [123] [И9]
Многобойковым уп- рочнителем 10,5 140
То же, с односторонни- ми швами, сваренны- ми в среде СО2 88, е Исходное состояние -1,0 7,5 100
Многобойковым уп- рочнителем 9,5 127
То же, с дефектами сварки То же <5,0 67
Ступенчатые коробча- того сечения с одно- сторонними швами, выполненными элек- тродами ЦМ-7 88, е Исходное состояние — 1.0 7,5 100 [П9]
То же, с дефектами сварки Многобойковым уп- рочнителем <6,0 80
Коробчатого сечения с накладкой толщиной 20 мм, приваренной к растянутому поясу 147, а Исходное состояние 0,25 11,2 100 [140]
Многобойковым уп- рочнителем 13,3 119
Коробчатого сечения с накладкой толщиной 80 мм 147, а Исходное состояние 0,25 12,3 100 [140]
Многобойковым уп- рочните л ем 13,5 111
Коробчатого сечения с двумя накладками разной толщины, приваренными к рас- тянутому поясу 147, б Исходное состояние 0,25 8,2 100 [140]
Многобойковым уп- рочнителем 12,0 146
Коробчатого сечения с 1 накладкой толщиной 20 мм, приваренной к растянутому поясу li/, а Исходное состояние 0,25 12,5 100 [140]
Многобойковым уп- рочнителем 17,2 138
Двутавровая с ребрами жесткости, приварен- ными прерывистыми швами 146, б Исходное состояние 0 10,1 100 [203]
Дробью 13,2 130
Примечание. Балки по рис. 84, а, б; 88, е, 95, 100, 146, а; 147, а, б
изготовлены из стали СтЗсп; балки по рис. 147,о — из стали 10Г2С1 и балки
по рис. 146, б — из стали BS.968.
16*
243
При обработке швов многобойковым упрочняющим инструмен-
том в некоторых случаях не достигали заметного изменения проч-
ности сварных элементов. Так, после поверхностного упрочнения
угловых швов в пластинах с приваренным поперечным ребром
(см. табл. 66) предел выносливости при растяжении-сжатии повы-
сился только на 11% [251]. Обработка многобойковым упрочни-
телем угловых точечных швов в двутавровых балках [ 122 ] повы-
сила их предел выносливости лишь на 10% (табл. 67), что нахо-
дится в пределах рассеяния результатов испытаний.
При такой же обработке прерывистых швов в аналогичных
балках предел выносливости возрос только на 17%.
В этих примерах внешняя форма швов не позволила обеспечить
должное качество упрочнения. Наиболее опасная зона трудно-
доступна для многобойксвого инструмента, состоящего из пучка
проволоки. Следовательно, для достижения желаемого эффекта
упрочнения очень важен правильный выбор упрочняющего ин-
струмента. Для указанных сварных швов и соединений использо-
вание многобойкового инструмента было нерациональным.
Применение сферического бойка для упрочнения угловых то-
чечных швов повысило прочность балок на 28—47% (см.
табл. 67).
Вместе с тем для сварных балок с электрозаклепками, также
обладающими высокой концентрацией напряжений, применение
для упрочнения пучка проволоки оказалось чрезвычайно эффек-
тивным. Поверхность электрозаклепки была легкодоступна для
обработки, поэтому параметры наклепа были регламентированы и
стабильны. Сопротивление усталости в этом случае повысилось
на 73—91% (см. табл. 67).
Низкие минимальные значения и существенный разброс эффек-
тивности наклепа многобойковым упрочнителем наблюдали при
испытаниях ступенчатых балок двутаврового сечения (12—35%)
[123] и коробчатых балок (рис. 147) с приваренными накладками
(11—38%) [149].
Причина отмеченного явления не совсем ясна. Но эффектив-
ность наклепа для повышения прочности соединений определяется
качеством наклепа и самого сварного шва.
Видимо, в обоих случаях результаты наклепа были не ста-
бильны — не были соблюдены необходимые глубина и степень
наклепа металла и не была достигнута равномерная обработка
наплавленных слоев. При использовании многобойкового упрочни-
теля для каждого конкретного сварного объекта, вида и формы
шва важное значение имеет правильный выбор энергии удара,
диаметра проволоки и их числа в пучке, а также оптимальный ре-
жим упрочнения.
Так, испытания на усталость пластин с двумя наваренными
накладками (см. рис. 66, ж) показали [79], что при использовании
проволоки диаметром 3 мм и энергии удара 0,6 и 1,2 кгм пределы
выносливости образцов возросли на 35%, а при диаметре проволоки
244
Зона поверхностного упрочнения (наклепа.)
2)
Рис. 147. Конструкция сварных балок для испытания на усталость и расположение зон
обработки сварных швов [140J:
а — балки с одной накладкой толщиной 20 или^бО мм; б — балки с двумя накладками
(толщиной 20 и 80 мм); в — зона поверхностного упрочнения многобойковым упрочните-
лем; а — зона аргоно-дуговой обработки
1,8 мм, энергии удара 0,97 кгм предел выносливости образцов по-
высился на 106% (см. табл. 66).
Если же в швах имеются внутренние сварочные дефекты, то
упрочняющая обработка швов может оказаться бесполезной или
привести к отрицательным результатам, так как при наведении
в поверхностном слое сжимающих остаточных напряжений вну-
тренние дефекты оказываются в поле растягивающих остаточных
напряжений. Так, пределы выносливости ступенчатых балок ко-
робчатого сечения (см. рис. 88, е) с дефектами в швах на криволи-
нейном участке сопряжения (несплавление металла шва с метал-
лом стенки, цепочки пор, одиночные крупные поры) после упроч-
нения швов на указанном участке понизились на 20—33% по
сравнению с балками в исходном состоянии (см. табл. 67). Еще
большая разница (47%) отмечается при сравнении этих балок
с балками, поверхностно упрочненными качественными швами.
Для элементов, работающих при переменных нагрузках, опас-
ным является повреждение основного металла дуговым разрядом.
В этом случае [285 ] наклеп также восстанавливает прочность по-
врежденного металла до уровня основного. Так, если предел
выносливости при пульсирующей нагрузке плоских образцов
(35x12 мм) стали St.42 составил 19,2 кгс/мм2, а для образцов
245
с участком, поврежденным дуговым разрядом, 8,6 кгс/мм2, то после
дробеструйного обдува со стороны поврежденной поверхности
предел выносливости образца составил 17,9 кгс/мм2, при двусто-
ронней дробеструйной обработке образцов — 19,4 и пескоструй-
ной обработке 18,7 кгс/мм2.
И. И. Луневский показал, что контактная стыковая сварка
понизила на 30% предел выносливости рессорных листов автомо-
биля ЗИЛ-164, а дробеструйный наклеп полностью его восстано-
вил. После пробега автомобилями от 23,5 до 51 тыс. км в карьерах
и в условиях бездорожья не были обнаружены повреждения рес-
сорных листов, подвергнутых дробеструйному наклепу после
сварки, зачистки и термической обработки. Сварка более чем в
в 3 раза снизила долговечность рамы автомобиля ЗИЛ-164, после
наклепа долговечность рам повысилась в 2—3 раза.
До недавнего времени существовало мнение, что поверхностный
наклеп, повышая прочность соединений, может оказать отрица-
тельное влияние на их сопротивляемость хрупким разрушениям
в условиях эксплуатации при низких температурах и ударных на-
грузках. В ЦНИИ МПС и ЦНИИСК проведены исследования со-
противления поверхностно наклепанных элементов усталостным
и ударно-усталостным нагрузкам при отрицательных темпера-
турах.
Выполненные в ЦНИИСК исследования стержневой сварной
арматуры из стали 10Г2Т и сварных натяжных траверс из стали
СтЗ позволяют утверждать, что наклеп швов в условиях отрица-
тельной температуры существенно повышает сопротивление цикли-
ческим растягивающим и изгибающим нагрузкам при асимметрич-
ном режиме нагрузки.
Испытания балок коробчатого сечения с приваренными наклад-
ками показали [77], что при базе испытаний 65 тыс. нагружений
повторным ударом ударная долговечность после поверхностного
наклепа при температуре испытания —40° С и номинальных на-
пряжениях ниже предела текучести (о = 0,8от) заметно возросла.
Это позволило широко использовать поверхностный наклеп для
упрочнения сварных швов рам тележек подвижного состава.
Поверхностное пластическое деформирование благоприятно
влияет на сопротивление усталости соединений также и в условиях
коррозионных воздействий. Так, по данным М. И. Клестова [70],
пределы выносливости при симметричном изгибе сваренных пла-
стин (сечение 6х 10 мм), испытывавшихся в морской воде, повыси-
лись в результате дробеструйного наклепа приблизительно
в 2 раза (табл. 68).
Следует, однако, отметить, что эффективность поверхностного
пластического деформирования (ППД) для деталей, работающих
на усталость в коррозионной среде, сильно снижается с увеличе-
нием срока коррозионного воздействия. Так, после выдержки
в морской воде в течение 6 мес. стыковые соединения, упрочненные
дробью, понизили предел выносливости с 15 до 10 кгс/мм2. Однако
246
Таблица 68
Пределы коррозионной выносливости (на базе 107 циклов)
сварных соединений корпусной стали аустенитного класса
(частота 1000 циклов в минуту)
Тип соединения Пределы выносливости образцов, кгс/мм2 °-1 упр
до упрочнения после упрочнения °-1 исх
Стыковое Тавровое Наплавка Бонка 6,7 6,5 6,2 3,2 15,0 12,5 10,5 6,1 2,24 1,92 1,75 1,90
и это пониженное значение предела выносливости для упрочнен-
ных образцов превышает в 1,5 раза предел выносливости соответ-
ствующих неупрочненных образцов. Понижение эффекта упроч-
нения в связи с длительной выдержкой в коррозионной среде объяс-
нено автором частичным стравливанием деформированного по-
верхностного слоя. По данным того же автора, упрочнение дробью
соединений судовых корпусов наиболее эффективно при окраске
корпусов с установкой протекторной защиты. Соединения судовых
корпусов упрочняли дробеструйным пневматическим аппаратом
АД-1 с отсосом отработавшей дроби. Контроль процесса осущест-
вляли визуально сравнением с эталонными пластинами.
С ростом размеров сварных деталей эффективность наклепа не
только не уменьшается, но сохраняется или даже возрастает (см.
рис. 33). Об этом свидетельствуют также результаты усталостных
испытаний образцов диаметром 180 мм с наплавками, моделирую-
щих гребные валы [92, 941; секций крупных сварных коленчатых
валов из стали 34ХН1М с шейками диаметром 192 мм [155]; круп-
ных сварных штуцерных узлов [116]; натурных полых осей полу-
прицепов с приваренными фланцами [44]; двутавровых балок вы-
сотой 255 мм с приваренными ребрами [203] и др.
Это позволило уверенно использовать поверхностный наклеп
для упрочнения натурных сварных конструкций
Интерес представляют полученные в ЦНИИ МПС результаты
эксплуатационной проверки эффективности наклепа, проведенной
на одном из поездов. В четырех рамах тележек швы в опасных зо-
нах были обработаны многобойковым упрочнителем. Результаты
эксплуатации показали, что наклеп позволяет, по крайней мере,
в 4 раза увеличить долговечность сварных конструкций подвиж-
ного состава [78].
Проведенными в МИИТе [12] стендовыми вибрационными ис-
пытаниями рам тележек подвижного состава установлено, что
в результате поверхностного наклепа сварных швов и околошов-
ных зон усталостная прочность рам повысилась на 30—40%.
247
Обработка сварных швов и ребер масляных ванн дизелей много-
бойковым инструментом на Коломенском тепловозостроительном
заводе обеспечила повышение долговечности изделия в 1,5—2 раза
[1091.
Обследования 25-ти мостовых кранов тяжелого режима работы
показали, что на концевых балках с поверхностно упрочненными
пучком проволоки сварными швами в зоне крепления букс ходо-
вых колес не было трещин усталости после 1500 ч эксплуатации,
тогда как краны с неупрочненными швами в 40% случаев имели
повреждения от усталости [123].
Положительные результаты промышленного опробования поз-
волили уверенно рекомендовать многобойковые инструменты для
упрочнения сварных швов лопаток роторов дымососов энергобло-
ков мощностью 300 мВт на Конаковской, Черепетской, Придне-
провской ГРЭС и на Барнаульском котельном заводе [86, 109];
для упрочнения швов тележек вагонов на Рижском вагонном за-
воде [79] и на Мытищинском машиностроительном заводе [59];
для мостовых кранов на Узловском машиностроительном за-
воде им. Федупца [123]; для рабочих колес гидротурбин [54, 56]
и в ряде других случаев [109].
Таким образом, анализ и обобщение многочисленных экспери-
ментальных данных позволяют заключить, что метод поверхност-
ного наклепа является весьма эффективным, сравнительно про-
стым и наиболее универсальным средством повышения усталостной
прочности сварных конструкций.
5. Импульсивная обработка. В ИЭС им. Е. О. Патона предло-
жено использовать энергию взрыва малыми зарядами для локаль-
ного пластического деформирования околошовной зоны сварного
соединения и создания в местах высокой концентрации напряже-
ний сжимающих остаточных напряжений [ПО, 175].
На сварных швах вдоль зоны сплавления помещали насыпное
взрывчатое вещество — гексоген. Для смягчения удара взрывной
волны между гексогеном и поверхностью металла наносили слой
пластилина толщиной 2 мм. Гексоген при-
крепляли к образцам также с помощью пла-
стилина (рис. 148).
Эффективность импульсивной обработки
изучали при усталостных испытаниях образ-
цов из малоуглеродистой, низколегированной
и высокопрочной сталей на плоский изгиб
при симметричном, пульсирующем и асимме-
тричном циклах (табл 69),
Рис. 148. Образец с поперечными угловыми швами (а) и рас-
положение зарядов (б):
1 — шов; 2 — слой пластелияа; 3 — заряд гексогена;
4 электродетонатор
248
Таблица 69
Эффективность импульсной обработки сварных соединений
при изгибе на базе 107 циклов [НО, 175]
Вид соединения Марка стали Повышение (%) предела выносливости соединений после обработки при
«a = -> яа = о R =0,3
Пластина с двумя поперечными СтЗ 88 45 _
ребрами, приваренными с 10Г2С1 75 — —
обеих сторон (см. рис. 148) М16С —. 57 —
14ХМНДФР — — 33
Пластина с двумя накладками (длиной 525 мм), приверенными с обеих сторон продольными швами (тип образцов см. на рис. 65, б) М16С 118 73
Твердость в поверхностном слое металла после взрыва возрас-
тала на 45—60% по сравнению с исходной. В зависимости от вели-
чины заряда глубина наклепанного слоя составила 1—3 мм.
Долговечность образцов после импульсивной обработки возрас-
тала в 5—10 раз.
Указанными исследованиями установлена высокая эффектив-
ность импульсивной обработки металла околошовной зоны ма-
лыми зарядами взрывчатых веществ для рассмотренных типов со-
единений в широком диапазоне изменения коэффициентов асим-
метрии цикла.
Метод импульсивной обработки сварных соединений для повы-
шения их усталостной прочности следует признать весьма перспек-
тивным.
Работа [173] позволила заключить, что импульсивная обра-
ботка практически не снижает стойкости соединений против хруп-
ких разрушений.
Указанный метод обработки может оказаться наиболее произво-
дительным и дешевым по сравнению с другими методами. Однако
для установления рациональных областей применения импульсив-
ной обработки требуется дальнейшее уточнение параметров обра-
ботки и проверка ее эффективности в зависимости от вида соедине-
ния, типа шва, способа сварки и рода материала.
СПЕЦИАЛЬНЫЕ ЗАЩИТНЫЕ МЕТОДЫ
1. Нанесение полимерного покрытия на поверхность шва и
металла околошовной зоны. Окружающая среда может как поло-
жительно, так и отрицательно влиять на сопротивление усталости
материалов. Наибольшее влияние оказывает углеводородная среда,
которая имеет определенную длину углеродной цепи Существенно
249
изменяют усталость алюминиевых сплавов органические жид-
кости.
Сопротивление усталости металла изменяется также, если
окружающей средой является твердое тело. Маттинг [247 ] устано-
вил, что выносливость стальных образцов с отверстием возрастает,
если отверстие заварить материалом с меньшим пределом упруго-
сти, чем у стали (например, аустенитными электродами или элек-
тродами из бронзы).
В. Гильде [39, 215, 216] предложил изменять окружающую
среду, используя промежуточные твердые полимерные материалы,
которые герметически покрывают сварное соединение и положи-
тельно влияют на его выносливость Такой материал должен иметь
высокую адгезию к металлу, быть пластичным, обладать достаточ-
ной прочностью и не разрушаться раньше металла.
Многочисленными исследованиями, проведенными в Централь-
ном институте сварки ГДР под руководством В. Гильде [39,
215, 216], установлено, что указанным требованиям отвечают
клеи, применяемые в промышленности для склеивания металлов.
В табл. 70 приведены результаты испытаний на усталость об-
разцов, покрытых смолой ZIS217, имеющей наибольшее практиче-
ское распространение.
В. Гильде провел также испытания сварной колесной оси авто-
мобильной цистерны [39]. Ось без покрытия сварного соединения
Таблица 70
Эффективность пластмассового покрытия основного металла
и сварных соединений стали и алюминиевого сплава [39]
Тип плоских образцов Материал Предел выносли- вости при изгибе O—j (кгс/мм2) и а базе 107 циклов образцов Повышение CF-t при нанесении покрытия, %
без покрытия с покры- тием
а) с сильно корродированной поверхностью; глубина коррозионных раковин — средняя 0,25 и максималь- ная 0,55 мм Сталь MS13 9,5 15,5 65
б) со стыковым швом с подре- зами 8 14 75
в) с двухсторонними острыми надрезами (глубина 1 мм. угол 60°) 3 9 200
г) с поперечным ребром, при- варенным угловыми швами Сплав AlMg5 3 4 30
Примечание. Перед нанесением пластмассового покрытия поверх-
ность металла подвергали пескоструйной очистке.
250
выдержала 1 350 000 циклов изменений нагрузки при crmax +12
и amin = +3 кгс/мм1 2. После нанесения пластмассового покрытия
на соединение ось не была разрушена после прохождения 2 600 000
циклов при том же напряжении. Подобные результаты были полу-
чены при испытании сварных балок и автомобильных рам.
Таким образом, была доказана возможность повышения проч-
ности соединений и деталей с острыми надрезами путем нанесения
на них пластмассовых покрытий из эпоксидных и полиэфирных
смол с наполнителями.
В. Гильде не удалось достичь положительного эффекта от при-
менения пластмассовых покрытий при испытаниях образцов на
растяжение-сжатие [39].
Эффект упрочнения металла и сварных соединений в резуль-
тате нанесения слоя пластмассы был объяснен автором двумя при-
чинами: сглаживанием концентрации напряжений и изоляцией
поверхности металла от внешней среды.
Экспериментально установлена возможность образования оста-
точных сжимающих напряжений на границе металл—клей при от-
вердевании последнего, что также может явиться причиной повы-
шения выносливости сварного соединения при нанесении на него
клеевого слоя [184].
В. Н. Шавырин [184] получил существенное (на 48%) увеличе-
ние выносливости при знакопостоянном растяжении на базе 10’
циклов для стыковых соединений сплава Д20 толщиной 2 мм после
нанесения на зачищенную щеткой поверхность шва и околошов-
ной зоны слоя клея В К-9 толщиной 0,4—1,2 мм. Нанесение клея
на поверхность нахлесточного соединения сплава Д20 привело
к значительно меньшему (на 18%) повышению сопротивления
усталости. В обоих случаях образцы сваривали автоматической
аргонодуговой сваркой.
В работе [105] также получено существенное (на 53%) повы-
шение прочности при плоском изгибе по симметричному циклу на
базе 2 -10е циклов образцов (см. рис. 34, б) из стали СтЗсп толщи-
ной 5 мм со стыковым швом, сваренным электродами УОНИ-13/55.
Использовали пластмассовое покрытие следующего состава (в ве-
совых частях): эпоксидная смола ЭД-6—100; дибутилфталат — 15;
полиэтилен полиамин — 9; графитный порошок — 20; цемент — 60.
Кроме плоских образцов, испытывали соединения элементов
рамных конструкций. Эксплуатационными испытаниями установ-
лено, что элементы рамных конструкций комбайнов СК-3 и СК-4
с усилением швов после нанесения пластмассового покрытия имели
большую долговечность, чем соединения в исходном состоянии.
2. Способ горячей гальванизации. В Японии используют го-
рячую гальванизацию для повышения усталости сварных соеди-
нений х.
1 См. «Сварочное производство», 1969, № 11, с. 52; 1969, № 12, с. 53; 1970,
№ 2, с. 55.
251
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ СВАРОЧНЫЕ МЕТОДЫ,
РЕГУЛИРУЮЩИЕ СОСТАВ
И СТРУКТУРУ ЗОНЫ СОЕДИНЕНИЯ
^варочные материалы, режимы сварки. Большое влияние на
свойства соединений оказывают химический состав наплавленного
металла, структура металла шва и термическая зона.
Изменением композиции сварочных материалов [56, 601, ре-
жимом сварки [2, 8], наиболее рациональным проведением темпе-
ратурного цикла при сварке можно существенно повысить предел
выносливости соединения. Некоторые вопросы выбора электрод-
ной проволоки, электродов и флюса для повышения прочности
соединений малоуглеродистой и низколегированной стали осве-
щены в работе [2].
Изменением режима и техники сварки можно добиться более
плавного перехода от шва к основному металлу. Для этого реко-
мендуется повышать напряжение, производить сварку углом впе-
ред, выполнять ее на спуск, применять сварку расщепленным элек-
тродом и др. [2].
Еще более важное значение имеют эти вопросы при сварке
среднелегированных и высоколегированных сталей. Удовлетво-
рительного качества соединений в этом случае можно достигнуть
применением специальных электродов при узких пределах режи-
ма сварки, предварительным или сопутствующим подогревом и
термической обработкой после сварки.
Серьезное внимание следует уделять выбору сварочных мате-
риалов и технологическому процессу при сварке соединений из
разнородных сталей и сплавов [56, 60, 89].
Порядок сварки и положение изделия под сварку. Последова-
тельность проведения сварочных операций может существенно
влиять на величину образующихся при сварке напряжений.
Следует выбирать наиболее рациональный порядок сварки,
чтобы в наиболее нагруженных узлах конструкции по возмож-
ности не возникали растягивающие остаточные напряжения или
чтобы они имели минимальное значение.
При проектировании сварных конструкций следует уделять
серьезное внимание удобному и доступному для качественного
выполнения сварки пространственному наложению швов в узлах
конструкции. При сварке в нижнем положении легче обеспечить
плавное очертание шва, получить лучший провар и избежать под-
резов. Именно поэтому соединения, выполненные в нижнем поло-
жении, как правило, обладают большей прочностью. Так, проч-
ность стыковых соединений (с усилением шва) малоуглеродистых
сталей с поперечными швами, выполненными ручной дуговой
сваркой в различных пространственных положениях, составляла
50—64% от прочности соединения, выполненного в нижнем поло-
жении [2611.
252
Предупреждение дефектов сварки. При наличии сварочных де-
фектов прочность соединений при переменных нагрузках резко
падает. Поэтому очень важно обеспечивать сварку без непроваров,
трещин, шлаковых включений, сильной пористости, больших
подрезов и наплавок у шва, без чрезмерно больших неровностей
поверхности шва.
Большую опасность для прочности сварного соединения пред-
ставляют незаваренные кратеры или иные дефекты у концов
шва, а также дуговой ожог металла, даже в стороне от. места
сварки.
Электродуговая обработка швов. Известны специальные спо-
собы сварки для улучшения геометрической формы шва путем на-
ложения дополнительных галтельных валиков с целью повышения
прочности соединений.
Концентрация напряжений у кромки шва может быть снижена
обычным сварочным процессом до уровня, при котором достигается
значительное повышение прочности соединения. На образцах на-
хлесточных соединений (см. рис. 43, б) в результате сглаживания
профиля у кромки шва удалось повысить сопротивление усталости
соединений низколегированной стали на 56% [235].
Прочность при симметричном изгибе образцов из стали СтЗ со
стыковым швом и продольной наплавкой в результате оплавления
границ шва электрической дугой неплавящимся электродом в ар-
гоне без присадочной проволоки повысилась на 50% [3 ]. Еще боль-
шее (на 80%) повышение предела выносливости при изгибе от
указанной обработки получено на пластинах из стали СтЗ с двумя
поперечными ребрами, приваренными на расстоянии 50 мм друг
от друга.
Электродуговая обработка швов повысила прочность на 50%
для образцов из стали 10Г2Б с накладкой, приваренной лобовыми
швами, и на 90% для стыковых соединений термически упрочнен-
ной стали 14ХМНДФР, выполненных автоматической сваркой под
флюсом [3].
Исследования, проведенные в ЛКИ [17], показали, что нало-
жение галтельных валиков (с применением присадки) повышает
предел выносливости стыкового соединения на 35—40%, т. е.
доводит его до предела выносливости основного металла.
Аргонодуговая обработка швов повысила на 20% предел вы-
носливости балок с одной приваренной накладкой (см. рис. 147, а)
и оказалась малоэффективной для балок с двумя накладками и
близко расположенными швами (см. рис. 147, в, г) [140].
Металлургические меры. Решающее значение для надежности
сварных конструкций, работающих при переменных нагрузках,
имеет качество сталей, применяемых для их изготовления.
В конструкциях ответственного назначения следует избегать
применения кипящей стали. Эта сталь более чувствительна к низ-
ким температурам, наклепу и старению и склонна к хрупкому
253
разрушению. Кроме того, неравномерное распределение углерода
и серы в кипящей стали снижает ее стойкость против образования
кристаллизационных трещин.
За последние годы успешно развивается новая отрасль метал-
лургического производства — специальная электрометаллургия
(электрошлаковый, электронно-лучевой, вакуумно-дуговой и плаз-
менный переплавы) [142]. При применении чистых сталей и спла-
вов, полученных методом переплава, значительно улучшаются
свойства сварных соединений.
Рассмотренные выше конструкционные и технологические ме-
тоды повышения усталостной прочности сварных соединений
можно с успехом использовать для конструкций из низколегиро-
ванных и среднелегированных сталей.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Антонов И. Н., Самсонов Ю. А. Долговечность сосудов высокого давле-
ния, работающих при высоких температурах.— «Судостроение за рубежом»,
1970, № 5, с. 62—75.
2. Аснис А. Е. Динамическая прочность сварных соединений из малоугле-
родистой и низколегированных сталей. Москва—Киев, Машгиз, 1961. 175 с.
3. Аснис А. Е., Иващенко Г. А. Повышение прочности сварных соединений
при переменных нагрузках.- «Автоматическая сварка», 1967, № 10, с. 36—39.
4. Аснис А. Е., Иващенко Г. А. О температуре отпуска для снятия оста-
точных напряжений в сварных конструкциях.— «Автоматическая сварка»,
1972, № 6, с. 29—33.
5. Афанасьев Н. Н. Статистическая теория усталостной прочности. Киев,
АН УССР, 1953. 128 с.
6. Бабаев А. В. Основные факторы, изменяющие выносливость сварных
соединений с технологическими дефектами.— В кн.: Прочность сварных конструк-
ций и точность их изготовления. Тезисы докладов Всесоюзной межвузовской
конференции. 30—31 января 1973 г. М., МВТУ, 1973, с. 44—46.
7. Бакши О. А. О влиянии неоднородности механических свойств сварных
соединений на их работоспособность при кручении.— «Сварочное производство»,
1964, № 8, с. 3—7.
8. Бакши О. А., Клыков Н. А., Романов Е. С. О совместном влиянии кон-
центрации напряжений, свойств металла околошовной зоны и остаточных напря-
жений на усталость образцов при плоском напряженном состоянии.— «Автома-
тическая сварка», 1971, № 7, с. 38—42
9. Бакши О. А., Шрон Р. 3. Прочность при статическом растяжении свар-
ных соединений с мягкой прослойкой.— «Сварочное производство», 1962, № 5,
с. 6—10.
V 10. Ьаловнев Г. Г. Усталостная прочность сварных соединений рамного
типа при изгибе.— «Автомобильная промышленность», 1969, № 2, с. 30—33.
11. Баранов И. В. Натурные испытания на усталостную прочность крупных
конструкций на резонансных вибрационных стендах.— Труды МИИТ. Вып. 214.
М., «Транспорт», 1965, с. 27—62.
12. Баранов И. В., Ермолин Ю. А., Рева В. Ф. Некоторые вопросы кон-
струирования и технологии изготовления элементов и узлов рам тележек подвиж-
ного состава, связанные с повышением усталостной прочности.— Труды МИИТ.
Вып. 296. М., «Транспорт», 1968, с. 3—20.
13. Баранов И. В., Минков Я- Л., Вавилов Е. Н. Применение наклепа свар-
ных швов и околошовных зон для увеличения усталостной прочности сварных
255
рам подвижного состава,— Труды МИИТ. Вьш. 329. М.. «Транспорт». 1970,
с. 94—105.
14. Белов А. Ф., Розанов Б. В., Линц В. П. Объемная штамповка на гидра-
влических прессах. М., «Машиностроение», 1971. 216 с.
15. Бельчук Г. А. Сварные швы и соединения корпуса судна. М.—Л., Машгиз,
1954. 127 с.
16. Бельчук Г. А. Влияние формы и размеров швов на работоспособность и
экономичность сварных конструкций.— «Автоматическая сварка», 1968, № 3,
с. 24—28.
17. Бельчук Г. А., Налетов В. С., Орехов В. П. Влияние метода наложения
галтельных швов на форму, микроструктуру и усталостную прочность сварных
соединений.— «Сварочное производство», 1973, № 2, с. 33—35.
18. Боград С. А., Бондаренко А. Г., Лапотько А. Г. Полуавтоматическая
сварка в углекислом газе точечными угловыми швами листовых конструкций.—
«Сварочное производство», 1966, № 12, с. 27—29.
19. Болотов Ю. Г., Данилко Б. И., Дьяченко В. И. Повышение выносливости
соединений, выполненных сваркой трением.- «Автоматическая сварка», 1967,
№ 8, с. 42—45.
20. Большаков К- П. Влияние некоторых конструктивных и технологических
факторов на вибрационную прочность сварных конструкций.— В кн.: Вибра-
ционная прочность сварных мостов. Труды Всесоюзного научно-исследователь-
ского института железнодорожного строительства и проектирования. Вьш. 8.
М., Трансжелдориздат, 1952, с. 5—74.
21. Большаков К- П. Влияние остаточных напряжений на вибрационную
прочность сварных конструкций. В кн.: Проектирование и прочность сварных
конструкций. Сб. докладов к Всесоюзному совещанию. Под ред. Н. О. Окер-
блома. М.—Л., НТО Машпром и Судпром, 1959, с. 160—171.
22. Бродский A. fl., Лощилов В. И. Выносливость сварных стыковых соеди-
нений арматурных стержней крупного диаметра из стали 35ГС.— «Автоматиче-
ская сварка», 1963, № 3, с. 28—33.
23. Быков В. А., Никитин В. А. Сопротивление многократному изгибу сталь-
ных полос с приваренным поперечным ребром.— «Сварочное производство»'
1955, № 9, с. 8—10.
24. Бялковская В. С., Черных В. В. Экономическая эффективность производ-
ства крупных сварных изделий.— «Вестник машиностроения», 1958, № 7.
с. 79—82.
25. Вайнбойм Д. И. Сварка электрозаклепками в углекислом газе.— «Сва-
рочное производство», 1962, № 9, с. 26—28.
26. Вайнбойм Д. И. Автоматическая дуговая точечная сварка. М.—Л.,
«Машиностроение», 1966. 200 с.
27. Веретник Л. Д. Технологичность и термическая обработка сварных
конструкций из малоуглеродистых сталей.— «Сварочное производство», 1969,
№ 1, с. 29—31.
28. Веретник Л. Д., Аснис А. Е. К вопросу термической обработки сварных
блоков тепловозных дизелей.— «Автоматическая сварка», 1962, № 10, с. 57—62.
29. Вибрационная прочность сварных стыковых соединений из стали НЛ2.—
«Сварочное производство», 1958, № 8, с. 14—17.
Авт.: Савельев В. Н., Навроцкий Д. И., Макурин В. А., Шишкин В. Ю.
30. Винокуров В. А. Сварочные деформации и напряжения. Методы их устра-
нения. М., «Машиностроение», 1968. 236 с.
31. Винокуров В. А., Фишкис М. М., Черных В. В. Об отмене высокого от-
пуска.— «Автоматическая сварка», 1967, № 2, с. 26—30.
32. Винокурский X. А. К расчету металлических конструкций на переменные
и знакопеременные нагрузки.— В кн.: Конструирование машин и оборудования.
Москва—Свердловск, Машгиз, 1956, с. 44—80.
256
33. Воинов В. П. Усталостная прочность соединений, сваренных трением.—
«Автоматическая сварка», 1967, X» 2, с. 35—38.
34. Воинов В. П., Тягельский Б. А., Пономарев К- С. Усталостная прочность
соединений типа карданных валов, сваренных трением.— «Автомобильная про-
мышленность», 1971, Xs 9, с. 29—31.
35. Выносливость сварных соединений низколегированных сталей.— «Ав-
томатическая сварка», 1966, № 11, с. 1—6. Авт.: Труфяков В. И., Стеренбо-
ген Ю. А., Михеев П. П., Бабаев А. В.
36. Гавел С. Корпус реактора А1 Чехословацкой атомной электростанции.—
В кн.: Исследование напряжений и прочности корпуса реактора. Сб. статей под
ред. С. В. Серенсена, Я- Немеца, Н. И. Пригоровского. М., Атомиздат, 1968,
с. 7—21.
37. Гамзе Э. М., Голосовский С. И. Экономическая эффективность примене-
ния сварных и монолитных деталей в крупном гидротурбостроении.— В кн.:
Гидротурбостроение. Сб. статей ЛМЗ, № 10. Под ред. Г. С. Щеголева. М.—Л.,
«Машиностроение», 1964, с. 343—358.
38. Герман С. И. Сварно-литые конструкции в машиностроении. Харьков,
«Прапор», 1965. 75 с.
39. Гильде В. Повышение выносливости сварных соединений конструкций
с помощью пластмассовых покрытий.— «Автоматическая сварка», 1965, Xs 1,
с. 23—27.
40. Гликман Л. А., Бабаев А. Н. Усталостная прочность образцов, наплав-
ленных автоматической сваркой под флюсом.— «Металловедение и термическая
обработка металлов», 1957, № 10, с. 37—43.
41. Гохберг М. М. Металлические конструкции кранов. Расчет с учетом явле-
ний усталости. М.—Л., Машгиз, 1959. 182 с.
42. Грановский С. А. Турбины Красноярской ГЭС.— В кн.: Гидротурбо-
строение. Сб. статей ЛМЗ, № 10. Под ред. Г. С. Щеголева. М.—Л., «Машино-
строение», 1964, с. 15—23.
43. Гузенко И. Г., Черных В. В. Внедрение электрошлаковой сварки на Ново-
Краматорском машиностроительном заводе.— «Сварочное производство», 1957,
Xs 2, с. 15—18.
44. Давыденко И. Д. Сварка в производстве котельных барабанов.— «Вестник
машиностроения», 1954, Xs 12, с. 70—73.
45. Дорофеев А. Н. Расчет прочности сварных точечных соединений. М.,
«Машиностроение», 1964. 139 с.
46. Дучинский Б. Н. Прочность и основания расчета сварных соединений,
работающих на переменные и знакопеременные усилия.— В кн.: Вибрационная
прочность сварных мостов. Труды Всесоюзного научно-исследовательского инсти-
тута железнодорожного строительства и проектирования. Вып. 8. М., Трансжел-
дориздат, 1952, с. 137—199.
47. Дучинский Б. Н. Выносливость элементов сварных мостовых конструкций
при переменных и знакопеременных напряжениях.— Труды Всесоюзного научно-
исследовательского института транспортного строительства. Вып. 20. М., Транс-
желдориздат, 1956, с. 86—162.
48. Евграфов Г. К-, Осипов В. О. Об использовании остаточных напряжений
для повышения усталостной прочности сварных конструкций.— «Сварочное
производство», 1960, Xs 10, с. 7—10.
49. Евграфов Г. К-, Осипов В. О. Усталостная прочность сварных соединений
эксплуатируемых железнодорожных мостов.— «Сварочное производство», 1965,
Xs 8, с. 6—8.
50. Егоров С. А. Способ соединения изделий электрозаклепками.— «Авто-
генное дело», 1950, Х° 10, с. 20—24.
51. Елизаветин М. А., Сатель Э. А. Технологические способы повышения дол-
говечности машин. М., «Машиностроение», 1969. 400 с.
17 И. В. Кудрявцев
257
52. Ерегин Л. П., Черных В. В., Малай А. Е. Электрошлаковая сварка
элементов гидравлического пресса усилием 30 тыс. т. — В кн.: Организация и
механизация сварочного производства. НИИИНФОРМТЯЖМАШ, 15-65-2. М.,
1965, с. 20—31.
53. Жигалин В. Ф. Тяжелое, энергетическое и транспортное машинострое-
ние. М., «Машиностроение», 1971. 71 с.
54. Зайцев Г. 3., Грановский С. А., Кудрявцева С. В. Комплексное упрочне-
ние рабочих колес мощных гидротурбин.— В кн.: Исследования по упрочнению
деталей машин. Книга 111. ЦНИИТМАШ. М., «Машиностроение», 1972, с. 235—
241.
55. Зайцев Г. 3., Наумченков Н. Е., Минков Я- Л. Усталостная прочность
односторонних сварных соединений.- «Сварочное производство», 1963, № 6,
с. 26—29.
56. Зайцев Г. 3., Пономарев В. Я- Сопротивление усталости сталей и сварных
соединений применительно к гидротурбинам.— В кн.: Экспериментальные иссле-
дования конструкционной прочности машиностроительных материалов и деталей
машин. Книга 109. ЦНИИТМАШ. М., «Машиностроение», 1967, с. 9—22.
57. Зайцев Г. 3., Шведова Н. М. Сопротивление усталости сварных соедине-
ний с конструктивным непроваром.- В кн.: Повышение прочности и долговеч-
ности деталей машин. Книга ПО. ЦНИИТМАШ. М.. «Машиностроение», 1969.
с. 60—64.
58. Закрятин М. И. Механизация снятия усиления сварных швов,- «Сва-
рочное производство», 1962, № 9, с. 29—30.
59. ЗаксМ. Н., Минков Я- Л., Зиновьев А. А. Упрочнение сварных рам теле-
жек вагонов метрополитена (опыт Мытищенского машиностроительного завода).—
В кн.: Исследования по упрочнению деталей машин. Книга 111. ЦНИИТМАШ.
М., «Машиностроение», 1972, с. 183—189.
60. Земзин В. Н. Сварные соединения разнородных сталей. М.—Л., «Машино-
строение», 1966. 232 с.
61. Земзин В. Н. Жаропрочность сварных соединений. Л., «Машинострое-
ние», 1972, 272 с.
62. Земзин В. Н., Френкель Л. Д. Сварные конструкции паровых и газовых
турбин. М.—Л., Машгиз, 1962. 223 с.
63. Золотарев Б. Б. Распределение напряжений под нагрузкой в точечном
соединении.— «Сварочное производство», 1960, № 3, с. 18—21.
64. Золотарев Б. Б., Сагалевич В. М. Повышение усталостной прочности
точечных соединений.— «Сварочное производство», 1964, № 7, с. 10—13.
65. Иванова В. С. Современные представления о природе усталостного раз-
рушения и новые направления исследований.— В кн." Усталость металлов и
сплавов. М., «Наука», 1971, с. 3—14.
66. Изготовление и эксплуатация котельных барабанов и газоплотных пане-
лей в ФРГ. НИИИНФОРМТЯЖМАШ, № 3—67—23. М., 1968, 114 с. Авт.:
Зорев Н. Н., Кудрявцев И. В., Земзин В. Н., Захаров А. А., Терентьев Я. К-
67. Изготовление коленчатых валов мощных дизелей методом контактной
стыковой сварки.— «Вестник машиностроения», 1966, № 2, с. 60—62. Авт.:
Кучук-Яценко С. И., Неймарк Л. С., Форостовец Б. А., Чередничок В. Т.
68. Карпенко Г. В. Прочность стали в коррозионной среде. Москва—Киев.
Машгиз, 1963. 188 с.
69. Карпенко Г. В. К теории усталостного разрушения металла в корро-
зионных средах.— В кн.: Коррозионная усталость металлов. Сб. докладов на
Всесоюзном совещании по коррозионной усталости металлов во Львове. Львов,
«Каменяр», 1964, с. 5—15.
70. Клестов М. И. Коррозионно-усталостная прочность стали ЮЗ при по-
верхностном упрочнении дробеструйной обработкой.— «Технология судострое-
ния», 1972, № 9, с. 56—60.
258
71. Клыков Н. А. Использование сосредоточенного (точечного) нагрева
для повышения усталостной прочности сварных соединений.— «Автоматическая
сварка», 1966, № 8, с. 33—37.
72. Когаев В. П. Сопротивление усталости в связи с концентрацией напряже-
ний и абсолютными размерами. В кн.: Некоторые вопросы усталостной проч-
ности стали. Под ред. Давиденкова Н. Н. М., Машгиз, 1953, с. 126—139.
73. Когаев В. П. Расчетная оценка пределов выносливости деталей машин.—
«Вестник машиностроения», 1972, № 1, с. 11—14.
74. Козлов И. Т. Применение сварки при изготовлении конструкций подвиж-
ного состава. - В кн.: Технология, организация и механизация сварочного про-
изводства. НИИИНФОРМТЯЖМАШ, № 10—71—2, М., 1971, с. 65—78.
75. Кох Б. А. К вопросу об отказе от термической обработки электрошлако-
вых сварных соединений.— «Сварочное производство», 1961, № 8, с. 34—39.
76. Крайчик М. М. Усталостная прочность и упрочнение сварных соеди-
нений из малоуглеродистой и низколегированной сталей.— «Автоматическая
сварка», 1953, № 3, с. 24 36.
77. Крайчик М. М. Особенноси! хрупких разрушений сварных конструкций
подвижного состава и мероприятия по их предотвращению.— «Сварочно е про-
изводство», 1967, № 3, с. 22—26.
78. Крайчик М. М. Применение поверхностного наклепа для упрочнения
сварных конструкций подвижного состава.— «Вестник машиностроения», 1970,
№ 1, с 28—30.
79. Крайчик М. М., Минков Я. Л., Киян Д. М. Упрочнение сварных рам
тележек подвижного состава методом поверхностного пластического деформи-
рования.— В кн.: Повышение прочности и долговечности деталей машин. Книга
НО. ЦНИИТМАШ. М., «Машиностроение», 1969, с. 65—74.
80. Кудрявцев И. В. О критической температуре усталости.— «Заводская
лаборатория», 1946, № 9—10, с. 843—849.
81. Кудрявцев И. В. Внутренние напряжения как резерв прочности в маши-
ностроении. М., Машгиз, 1951, 278 с.
82. Кудрявцев И. В. О влиянии остаточных напряжений на усталостную
прочность стали.— В кн.: Повышение прочности элементов конструкций и дета-
лей машин. Книга 91. ЦНИИТМАШ. М., Машгиз, 1959, с. 5—22.
83. Кудрявцев И. В. О причинах, вызывающих остановку развития уста-
лостной трешины.— «Заводская лаборатория», 1965. № 7, с. 854—859.
84. Кудрявцев И. В. Современное состояние и практическое применение
ППД.— «Вестник машиностроения», 1972, № 1, с. 35—38.
85. Кудрявцев И. В., Балабанов Н. А. Усталостная прочность стальных пла-
стин с приваренными накладками.— «Сварочное производство», 1956, Ns 6,
с. 1—5.
86. Кудрявцев И. В., Минков Я- Л., Гуляева Н. М. Упрочнение сварных
швов дымососов.— В кн.: Экспериментальные исследования конструкционной
прочности машиностроительных материалов и деталей машин. Книга 109.
ЦНИИТМАШ. М., «Машиностроение», 1967, с. 124—131.
87. Кудрявцев И. В., Наумченков Н. Е. Усталостная прочность электрошла-
ковых сварных соединений в крупных стальных отливках.— «Сварочное произ-
водство», 1959, № 1, с. 4 9.
88. Кудрявцев И. В., Наумченков Н. Е., Саввина Н. М. Усталостная проч-
ность соединений элементов крупных сечений, выполненных электрошлаковой
сваркой.— «Сварочное производство», 1958, № 4, с. 15—19.
89. Кудрявцев И. В., Наумченков Н. Е., Тимофеев М. М. Исследование вы-
носливости композитных роторов газовых турбин.— «Вестник машиностроения»,
1965, № 2, с. 47—52.
17*
269
90. Кудрявцев И. В-, Саввина Н. М. Исследование усталостной прочности
соединений, выполненных электрошлаковой сваркой на образцах большого сече-
ния.— «Сварочное производство», 1956, № 11, с. 1—6.
91. Кудрявцев И. В., Саввина Н. М. Сопротивление усталости крупных
пластинчатых деталей и методы его повышения.— «Вестник машиностроения»,
1959, Ns 1.
92. Кудрявцев И. В., Саввина Н. М. Защита и восстановление крупных валов
наплавкой с последующим наклепом в связи с их сопротивлением усталости.—
Б кн.: Исследования по упрочнению деталей машин. Книга 111. ЦНИИТМАШ.
М., «Машиностроение», 1972, с. 151—157.
93. Кудрявцев И. В., Саввина Н. М., Андренко В. М. Сопротивление уста-
лости особо крупных пластин.— Труды ЦНИИТМАШ. Вып. 96. М., ОНТИ,
ЦНИИТМАШ, 1970, с. 5—8.
94. Кудрявцев И. В., Саввина Н. М., Плишкин Н. Н. Усталостная прочность
моделей гребных валов,— «Судостроение», 1966, Ns 4, с. 43—46.
95. Кудрявцев И. В., Саввина Н. М., Черных В. В. Усталостная прочность
соединений легированных сталей, выполненных электрошлаковой сваркой.—
«Сварочное производство», 1962, № 3, с. I—5.
96. Кудрявцев И. В., Чудновский А. Д., Сосновский Л. А. О пересекающихся
кривых усталости.— «Заводская лаборатория», 1968, № 4, с. 459—465.
97. Кудрявцев И. В., Шур Д. М. Несущая способность сварных сосудов под
внутренним давлением в связи с режимом нагружения.— В кн.: Исследование
напряжений и прочности корпуса реактора. Сб. статей под ред. С. В. Серенсена,
Я. Немеца, Н. И. Пригоровского. М., «Атомиздат», 1968, с. 196—201.
98. Кудрявцев П И. Остаточные сварочные напряжения и прочность соеди-
нений. М., «Машиностроение», 1964. 96 с.
99. Кудрявцев П. И., Гельман А. С. Влияние механической неоднородности
на усталостную прочность сварных соединений.— «Сварочное производство»,
1964, № 11, с. 1—4.
100. Куликов О. О., Браславский В. М. Исследование эффективности упроч-
няющей обкатки роликами и шариками для крупных деталей машин.— Труды
ЦНИИТМАШ. Вып. 18. М., ОНТИ ЦНИИТМАШ, 1961, с. 30—41.
101. Куликов О О , Наумченков Н. Е. Метод механической послойной че-
канки сварных швов.— Труды ЦНИИТМАШ. Вып. 2. М., Отдел технического
обслуживания и информации. ЦНИИТМАШ, 1959, с. 76—81.
102. Литвак В. И. Автоматизация усталостных испытаний натурных кон
струкций. М., «Машиностроение», 1972. 383 с.
103. Любавский К- В., Новожилов Н. М. Сварка плавящимся электродом
в атмосфере защитных газов.— «Автогенное дело», 1953, № 1, с. 4—8.
104. Макаров И. И., Емельянова Т. М. Влияние технологических дефектов
на долговечность и надежность сварных соединений.— В кн.: Надежность свар-
ных соединений и конструкций. Сб. статей кафедр «Сварочное производство»
высших учебных заведений Москвы. Под ред. Г. А. Николаева. М., «Машино-
строение», 1967, с. 47—63.
105. Мамулия Г, Е., Белянин В. А. Пути повышения долговечности отре
монтированных сваркой рам конструкций сельскохозяйственных машин.— «Сва-
рочное производство», 1968, № 10, с. 21—23.
106. Манилова Р. 3., Навроцкий Д. И., Шишкин В. Ю. Исследование вибра-
ционной прочности сварных тавровых соединений.— «Автоматическая сварка».
1958, Ns 5, с. 32—40.
107. Мартьянов Г. И. Сварные валы для гидротурбин.— «Энергомашинострос
ние», 1957, Ns 12, с. 39.
108. Медовар Б. И. Электрошлаковая сварка без нормализации и электро-
шлаковый переплав в Великобритании.— «Автоматическая сварка», 1967, № 9,
260
109. Минков Я- Л., Дворникова Е. Э. Опыт промышленности по упрочнению
сварных швов наклепом пучковыми бойками.— В кн.: Исследование по упрочне-
нию деталей машин. Книга 111. ЦНИИТМАШ. М., «Машиностроение», 1972,
с. 208—212.
НО. Михеев П. П., Труфяков В. И., Буштедт Ю. П. Применение импульсив-
ной обработки для повышения выносливости сварных соединений.— «Автомати-
ческая сварка», 1967, Ns 10, с. 63—64.
111. Мюнзе В. X. Усталостная прочность сварных стальных конструкций.
Пер. с англ. Под ред. С. В. Серенсена и В. И. Труфякова. М., «Машиностроение»,
1968. 312 с
112. Навроцкий Д. И. Прочность сварных соединений. М.—Л., Машгиз,
1961. 176 с.
113. Наумченков Н. Е. Усталостная прочность металлов в связи с абсолют-
ными размерами и концентрацией напряжений при различных видах нагружения.
Труды ЦНИИТМАШ, вып. 18. М., ОНТИ ЦНИИТМАШ, 1961, с. 11—29.
114. Наумченков Н. Е. Исследование усталостной прочности соединений
стали 22К, выполненных различными способами.— «Сварочное производство»,
1965, Ns 7, с. 32—34.
115. Наумченков Н. Е. Прочность сварных крестообразных соединений стали
СтЗ при дуговой сварке.— «Сварочное производство», 1966, Ns 2, с. 5—7.
116. Наумченков Н. Е. Усталостная прочность штуцерных сварных соеди-
нений.— «Сварочное производство», 1966, Ns 7, с. 6—10.
117. Наумченков Н. Е. Масштабный эффект в усталостной прочности сварных
соединений.— В кн.: Экспериментальные исследования конструкционной проч-
ности машиностроительных материалов и деталей машин. Книга 109.
ЦНИИТМАШ. М., «Машиностроение», 1967, с. 56—73.
118. Наумченков Н. Е. Сопротивление усталости соединений стали 16ГНМ,
выполненных электрошлаковой сваркой.— «Сварочное производство», 1967,
Ns 5, с. 12—14.
119. Наумченков Н. Е. Усталостная прочность балок, изготовленных свар-
кой в углекислом газе.—«Сварочное производство», 1971, Ns 4, с. 29—31.
120. Наумченков Н. Е. Поверхностный наклеп как средство повышения уста-
лостной прочности сварных соединений.— В кн.: Исследования по упрочнению
деталей машин. Книга 111. ЦНИИТМАШ. М., «Машиностроение», 1972,
с. 131—151.
121. Наумченков Н. Е., Боград С. А. Выносливость соединений коробчатого
сечения из стали СтЗ, сваренных электрозаклепками в углекислом газе.— «Сва-
рочное производство». 1968, Ns 8, с. 1—3.
122. Наумченков Н. Е., Боград С. А. Сопротивление усталости тавровых
соединений, выполненных сваркой в углекислом газе угловыми точечными
швами.— «Сварочное производство», 1969, Ns 1, с. 31—33.
123. Наумченков Н. Е., Боград С. А. Повышение прочности и долговечности
сварных крановых металлоконструкций поверхностно-пластическим деформиро-
ванием.— «Вестник машиностроения», 1970, № 1, с. 30—32.
124. Наумченков Н. Е., Ерегин Л- П. Статическая и усталостная прочность
сварных стыковых соединений стали 09Г2С, выполненных по грунту и прокатной
окалине.— «Сварочное производство», 1971, Ns 11, с. 18—20.
125. Наумченков Н. Е., Кудрявцева^. В. Усталостная прочность сталей
22К и 16НГМА и их сварных соединений при нормальной и повышенных темпе-
ратурах.— «Энергомашиностроение», 1966, Ns 10, с. 33—36.
126. Николаев Г. А. Сварные конструкции. М., Машгиз, 1962. 552 с.
127. Николаев Г. А., Куркин С. А., Винокуров В. А. Расчет, проектирование
и изготовление сварных конструкций. М., «Высшая школа», 1971. 760 с.
261
128. Николаев Г. А., Макаров И. И. Влияние качества сварки на механиче-
ские свойства стыковых швов.— В кн.: Вопросы прочности и технологии сварки.
Труды МВТУ, 37, М., Машгиз, 1955, с. 12—32.
129. Новик А. А., Бабич А. С. Повышение усталостной прочности сварных
узлов дизеля поверхностным наклепом.— «Вестник машиностроения», 1961,
№ 5, с. 37—39.
130. Новиков В. Н., Тутов И- Е., Кондрашов А. И. Местная термическая
обработка сварных соединений, выполненных электрошлаковой сваркой.— «Ме-
талловедение и обработка металлов», 1958, № 8, с. 38—43.
131. Новожилов Н. М-, Соколова А. М. Сварка электрозаклепками в среде
углекислого газа.— «Сварочное производство», 1956, № 7, с. 10—13.
132. Новый способ электрошлаковой сварки крупнотоннажных заготовок
большого сечения.— «Автоматическая сварка», 1971, № 6, с. 40—42. Авт.: Па-
тон Б. Е-, Медовар Б. И., Сафонников А. Н., Севрук А. Н., Андреев В. П.,
Емельяненко Ю. Г., Шевченко Н. Т., Шехтер С. Я-, Резницкий А. М., Коцю-
бинский В. С,
133. Одинг И. А. Допускаемые напряжения в машиностроении и цикли-
ческая прочность металлов. М., Машгиз, 1962. 260 с.
134. Окерблом Н. О. Комбинированные сварные конструкции. Л., Судпром-
гиз, 1962. 100 с.
135. Окерблом Н. О. Конструктивно-технологическое проектирование свар-
ных конструкций. М. Л., «Машиностроение», 1964. 419 с.
136. Орехов П. А. Сварно-литой форштевень ледокола.— «Сварочное произ-
водство», 1958, № 3, с. 34—35.
137. Орлов И. И. Применение композитных роторов в газотурбостроенни.—
«Энергомашиностроение», .1963, № 5. с. 36—38.
138. Особенности электрошлаковой сварки толстолистовой стали марки
22К-— «Автоматическая сварка», 1956, № 4, с. 96—101. Авт.: Стеренбоген Ю. А.,
Черных В. В., Антонец Д. П., Искра А. С.
139. Оценка масштабного фактора при усталостных испытаниях стали ваку-
умной разливки.— «Заводская лаборатория», 1968, № 1, с. 93—95. Авт.: Коко-
тайло И. В., Куслицкий А. Б., Старовайтов Ю. А., Карпенко Г. В.
140. Оценка различных способов повышения усталостной прочности свар-
ных конструкций подвижного состава.— «Сварочное производство», 1971, № 11,
с. 13—15. Авт.: Крайчик М. М., Шляпин В. Б., Моисеев И. А-, Манилова Р. 3.,
Лавочкин Г. В.
141. Пастухов А. М. Влияние формы непровара на деформативную способ-
ность сварных соединений.— «Сварочное производство», 1968, № 12, с. 30.
142. Патон Б. Е. Сварка и специальная электрометаллургия.— «Автомати-
ческая сварка», 1967, № 10, с. 5—9.
143. Повышение прочности и долговечности деталей машин поверхностным
пластическим деформированием.— Сб. докладов на Всесоюзной научно-техниче-
ской конференции в 1970 г. Под ред. Кудрявцева И. В., ЦНИИТМАШ, вып. 90,
М., ОНТИ ЦНИИТМАШ, 1970. 262 с.
144. Повышение усталостной прочности осей полуприцепов большой грузо-
подъемности.— «Автомобильная промышленность», 1972, № 12, с. 20—22. Авт.:
Давыдов А. П., Дмитриченко С. С., Мак С. Л., Демьянец И. И.
145. Прочность металлов при циклических нагрузках. Сб. материалов
IV совещания по усталости металлов. Под ред. В. С. Ивановой. М., «Наука»,
1967. 248 с.
146. Пухнер О. Влияние собственных напряжений, возбужденных в м ггс-
риале, на предел усталости.— «Чехословацкая тяжелая промышленной!»,
1961, № 1, с. 4—11.
262
147. Роговин Д. А. Исследование возможности применения точечной контакт-
ной сварки в крановых металлоконструкциях.— Труды Всесоюзного научно-
исследовательского и проектно-конструкторского института подъемно-транспорт-
ного машиностроения, погрузочно-разгрузочного и складского оборудования и
контейнеров «ВНИИПТМАШ». Вып. 1 (74). М., Отдел изучения и обобщения опыта
отечественной и зарубежной техники, 1967, с. 118—156.
148. Роговин Д. А. Повышение усталостной прочности соединений, выпол-
ненных точечной контактной сваркой с одновременной проковкой.— Труды
ВНИИПТМАШ. Вып. 4 (84). М., Отдел изучения и обобщения опыта отечественной
и зарубежной техники, 1968, с. 91—131.
149. Роговин Д. А., Миронов Г. М., Плипковский А. И. Сварка электро-
заклепками коробчатых балок мостовых кранов.— «Сварочное производство»,
1964, № 8, с. 26—27.
150. Румянцев С. В. Применение радиоактивных изотопов в дефектоскопии-
М., «Атомиздат», 1960. 294 с.
151. Рыжков Н. И. Производство сварных конструкций в тяжелом машино-
строении. М., «Машиностроение», 1970. 384 с.
152. Рыкалин Н. Н Расчеты тепловых процессов при сварке. М., Машгиз,
1951. 296 с
153. Рылов Л. А., Будник Н. М Точечная сварка стали с фосфатным покры-
тием.— «Сварочное производство», 1965, As 9, с. 19—20.
154. Рябченков А. В. Коррозионно-усталостная прочность стали. М., Машгиз,
1953. 180 с.
155. Саввина Н. М., Кудрявцев П. И., Меерович И. Б. Сопротивление уста-
лости сварных коленчатых валов крупных дизелей.— «Сварочное производство»,
1967, № 6, с. 24—26.
156. Сварные конструкции локомотивных тележек (основные положения про-
ектирования и изготовления). Под ред. К- П. Королева. М., «Транспорт», 1971.
72 с.
157. Серенсен С. В., Гарф М. Э., Кузьменко В. А. Динамика машин для испы-
таний на усталость. М., «Машиностроение», 1967. 460 с.
158. Серенсен С. В., Когаев В. П., Шней-дерович Р М. Несущая способность
и расчеты деталей машин на прочность. М., Машгиз, 1963. 452 с.
159. Синадский С. Е., Грабов И. Н. Усталостная прочность механически
обработанных образцов соединений, выполненных электрошлаковой сваркой.—•
«Сварочное производство», 1956, № 11, с. 6—9.
160. Слуцкая Т. М., Ковалев Ю. Я- Возможность использования соединений,
выполненных электрошлаковой сваркой без последующей нормализации, для
сосудов высокого давления.— «Автоматическая сварка», 1963, № 11, с. 31—39.
161. Сопротивление усталости пластин и сварных соединений с различной
концентрацией напряжений.— «Автоматическая сварка», 1969, № 7, с. 43—47.
Авт.: Труфяков В. И., Корягин Ю. А., Осауленко Л. Л., Кузьменко А. 3.
162. Справочник по котлонадзору. М.—Л., Госэнергоиздат, 1961. 687 с.
163. Статическая и усталостная прочность стыковых соединений, выполнен-
ных односторонней автоматической сваркой на флюсомедной подкладке.— «Сва-
рочное производство», 1971, № 5, с. 28—30. Авт.: Колчков Г. Ф., Бельчук Г. А.
Головченко В. С., Симонов Ю. И., Налетов В. С.
164. Степанов В. В. Сварка и сварные конструкции.— В кн.: Технология
тяжелого машиностроения. Под ред. С. И. Самойлова. М., «Машиностроение»,
1967, с. 519—584.
165. Степнов М. Н. Статистическая обработка результатов механических
испытаний. М., «Машиностроение», 1972. 232 с.
166. Стеренбоген Ю. А., Макара А. М. О возможности отказа от норма-
лизации конструкций, изготовленных с применением электрошлаковой сварки.—
«Автоматическая сварка», 1963, № 2, с. 10—16.
263
167. Технология электрошлаковой сварки нефтехимической аппаратуры
без нормализации.— «Автоматическая сварка», 1965, №5, с. 11—16. Авт.:
Макара А. М., Искра А. С., Егорова С. В., Юнгер С. В., Горкуненко Г. Н., Ни-
куйко Н. А., Зандберг С. А., Бронштейн Л. М.
168. Токий В. Н., Костицкий А. Л. Влияние грунтовки на качество сварных
швов.— «Сварочное производство», 1968, № 8, с. 41—42.
169. Труфяков В. И. О роли остаточных напряжений в понижении выносли-
вости сварных соединений.— «Автоматическая сварка», 1956, № 5, с. 90—103.
170. Труфяков В. И. Вопросы методики испытаний сварных соединений на
выносливость.— «Автоматическая сварка», 1963, № 1, с. 1—8.
171. Труфяков В. И. Пределы выносливости сварных соединений из стали
М16С-— «Автоматическая сварка», 1963, № 2, с. 17—25.
172. Труфяков В. И. Сопротивление сварных соединений усталостным раз-
рушением с учетом влияния остаточных напряжений.— В кн.: Научные проблемы
сварки и специальной электрометаллургии. Доклады Международного симпо-
зиума, посвященного 100-летию со дня рождения Е. О. Патона. Часть 2. Проблемы
несущей способности, проектирования и изготовления сварных конструкций
Киев, «Наукова думка», 1970, с. 123—132.
173. Труфяков В. И., Гиренко В. С., Михеев П. П. Влияние местных пласти-
ческих деформаций на сопротивляемость сварных соединений хрупким разруше-
ниям.— В кн.: Повышение прочности и долговечности деталей машин поверх-
ностным пластическим деформированием. Сб. докладов на Всесоюзной научно-
технической конференции в феврале 1970 г. Под ред. Кудрявцева И В
ЦНИИТМАШ. Вып. 90. М., ОНТИ ЦНИИТМАШ, 1970, с. 147—156.
174. Труфяков В. И., Михеев П. П. Способы повышения выносливости свар-
ных соединений.— «Автоматическая сварка», 1964. № 11, с. 28—36.
175- Труфяков В. И., Михеев П. П., Кудинов В. М. Импульсивная обработка
сварных соединений.— В кн.: Повышение прочности и долговечности деталей
машин поверхностным пластическим деформированием. Сб. докладов на Все-
союзной научно-технической конференции в 1970 г. Под ред. Кудрявцева И. В.
ЦНИИТМАШ. Вып. 90. М., ОНТИ ЦНИИТМАШ, 1970, с. 181—186.
176. Усталостная прочность электрошлаковых сварных соединений литой
стали 08ГДНФЛ.— «Сварочное производство», 1959, № 6. с. 24—36. Авт.:
Кох Б. А., Юнгельсон Б. Г., Быков В. А., Всеволодов Г. Н.
177. Усталость и хрупкость металлических материалов. М., «Наука», 1968.
216 с. Авт.: Иванова В. С., Гуревич С. Е., Копьев И. М., Кудряшов В. Г., Степа-
нов В. Н., Марьяновская Т. С., Никонов А. Г., Устинов Л. М.
178. Ужик Г. В. Масштабный фактор в связи с оценкой прочности металлов
и расчетом деталей.— «Известия АН СССР. Отделение технических наук», 1955,
№ 11, с. 109—121.
179. Ужик Г. В. Прочность и пластичность металлов при низких температу-
рах. М., АН СССР, 1957. 192 с.
180. Форрест П. Усталость металлов. Пер. с англ. Под ред. С. В. Серенсена.
М., «Машиностроение», 1968. 352 с.
181. Хэйвуд Р. Б. Проектирование с учетом усталости. Пер. с англ. Под ред.
И. Ф. Образцова. М., «Машиностроение», 1969. 504 с.
182. Чечулин Б. Б. Масштабный фактор и статистическая природа прочности
металлов. М.. Металлургиздат, 1963. 120 с.
183. Чудновский А. Д-, Кудрявцев И. В. О повышении несущей способности
сосудов из низколегированной стали в условиях малоциклового нагружения.—
«Вестник машиностроения», 1965, № 7, с. 7—12.
184. Шавырин В. Н. К вопросу о повышении выносливости сварных соедине-
ний в тонколистовых конструкциях из алюминиевых сплавов.— «Сварочное про-
изводство», 1970, № 1, с. 6—8.
264
185. Шашин М. Я- Повышение циклической прочности при обработке дета-
лей дробью.— «Металловедение и термическая обработка металлов», 1959, № 1,
с. 42—47.
186- Шеверницкий В. В., Труфяков В. И. Рациональная конструкция монтаж-
ного стыка двутавровых сплошных ферм.— «Автоматическая сварка», 1950,
№ 3, с. 40—58.
187. Шеверницкий В. В., Труфяков В. И. Экспериментальные исследования
влияния остаточных напряжений на выносливость сварного соединения при вибра-
ционной нагрузке.— «Автоматическая сварка», 1952, № 4, с. 5—10.
188. Шишкин В. Ю., Кауган В. А. Влияние способа обработки кромок на
усталостную прочность деталей металлических конструкций.— «Сварочное про-
изводство», 1970, № 3, с. 25—26.
189. Шишкин В. Ю-, Макурин В. А., Кауган В. А. Исследование допусти-
мости сварки элементов мостовых конструкций швами с малыми катетами.—
«Сварочное производство», 1968, № 1, с. 24—26.
190. Шишкин В. Ю., Макурин В. А., Манилова Р. 3. Исследование тавровых
соединений при действии переменных нагрузок.— «Сварочное производство»,
1956, № 6, с. 11—13.
191. Шканов И. Н., Иванов В. С. Упрочнение сварных соединений титановых
сплавов.- «Машиностроитель», 1970, № 1, с. 20.
192. Шриро И. И. Конструирование сварных деталей гидротурбин.— «Сва-
рочное производство», 1969, № 5, с. 18—19.
193. Шубенкс-Шубин Л. А., Лазаренко А. В. Паровая турбина ПВК-150
Харьковского турбинного завода.— «Энергомашиностроение», 1961, № 6,
а. 1—7.
194. Электрошлаковая сварка. Под ред. Б. Е. Патона. Москва—Киев, Маш-
гиз, 1959. 412 с.
195. Электрошлаковая сварка кольцевых швов на Уралмашзаводе.— «Сва-
рочное производство», 1969, № 2, с. 18—21. Авт.: Пустовалов Ю. И., Шиша-
лов И И., Дуркин В. Е., Волошкевич Г. 3., Сущук-Слюсаренко И. И.,
Лычко И. И
196. Яровинский Л. М., Кудрявцев И. В. Сопротивление усталости сталь-
ного литья и наплавленного металла при температурах от +100 до —75° С.—
«Автогенное дело», 1946, № 5—6, с. 1—5.
197. Яцкевич С. И., Наумченков Н. Е. Новая машина для испытания на
усталость валов диаметром до 200 мм.— «Заводская лаборатория», 1957, № 6.
с. 734—738.
198. Araki М., Nomura Н., Mimura М. Electro-slag welding in shipbuilding
2. Properties of the welded joint.— «Welding and Metal Fabrication», 1966, No. 12,
p. 476—480.
199. ' Becker G., Baumann P. Einflufi von Zusatzwerkstoffen auf die Dauer-
festigkeit von Stumpfgeschweifiten VerbindungsschweiCungen.— «Schwcifitcchnik»,
1964, № 1, S. 8—11.
200. Behnisch H. Beispiele geschweifiter Konstruktionen des Diesel motoren-
baues.— «Schweissen und Schneiden», 1965, № 6, S. 239—245.
201. Beyeler E. SchweiBen von grundierten Stahlblechen.— «Schweisstechnik»,
1969, Ke 2, S. 43—54.
202. Blodgett Omer W. Current practices in plate girder design.— «Welding
Journal», 1963, vol. 42, No. 5, p. 411—420.
203. Braithwaite А. В. M. Fatigue test on bailey transforms.— «British Wel-
ding Journal», 1964, vol. 11, No. 12, p. 641—644.
204. Bruzon G. Techniques de soudage dans la construction des arbres de tur-
bines a vapeur.— «Soudage», 1964, vol. 18, No. 8, p. 261—276.
205. Davies H. E. Large turbine rotors fabricated by welding.— «Engineering»,
1967, vol. 204, No. 5288, p. 293—296.
265
206. Dawes M. C. A review of research on the fatigue strength of steel shafts
built-up by welding and metal spraying techniques. International Institute of
Welding, Document No. XIII—314—63.
207. Dawes M. C. Fatigue strength of tubes butt welded using a ceramic coated
backing member.— «British Welding Journal», 1967, vol. 14, No. 6, p. 304—312.
208. Dorey S. F., Smedley G. P. The influence of fillet radius on the fatigue
strengths of large steel shafts.— International Conference on Fatigue of Metals,
London, September, 1956, 12 p.
209. Effect of peening and grinding on the fatigue strength of fillet welded
joints.— «British Welding Journal», 1968, vol. 15, No. 12, p. 601—609.
210. Eiro O. The influence of welding defects on the load carrying ability of
structures :Schweisstechnik», 1969, No. 10, S. 461—465.
211. Essais de torsion cyclique sur arbres recharges arier austeniqu inoxydable.
International Institute of Welding, Document No. XIII—411—65.
212. Evrard. Essais de fatigue par flexion rotative sur pieces rechargees. Inter-
national Institute of Welding, Document No. XIII—462—67.
213. Franz G. Einflufi von Fertigungsfehlern auf die Tragfahigkeit von ges-
chweiBten Verbindungen.— «Schweisstechnik», 1964, № 2, S. 58—60.
214. Franz G. Das Tragverhalten von Punktschweifiverbindungen.— «Schweiss-
technik», 1966, № 10, S. 446—449.
215. Gilde W. Increasing the fatigue strength of butt welded joints. «British
Welding Journal», 1960, vol. 7, No. 3, p. 208—211.
216. Gilde W., Muller G., Schwarz H. Erhohung der Dauerfestigkeit von
dinamischebeanspruchten Konstruktionen durch Plastiiberziige.— «Schweisstechnik»,
1962, № 2, S. 64—68.
217. Gregor V. Dauerversuche an geschweifiten Bauelementen im Fahrzeug-
bau.— «Schweisstechnik», 1958, № 12, S. 437—440.
218. Gregor V. Form stability of welded crankshafts. • «Engineering Mate-
rials and Design», 1962, vol. 5, No. 2, p. 106—107.
219. Gregor V. Dauerfestigkensversuche an geschweifiten LKW—Radachsen.—
«ZIS—Mitteilungen», 1962, № 12, S. 1306—1312.
220. Gregor V. Posudzovanie unosnosti tupych neobrobenych zvarovych spojov
pri menlivom namahani.— «Zvaranie», 1971, №9- 11, S. 327—330.
221. Gurney T. R. Fatigue strength of fillet welded joints in steel.— «British
Welding Journal», 1960, vol. 7, No. 3, p. 178—187.
222. Gurney T. R. Influence of residual stresses on fatigue strength of plates
with fillet welded attachments.— «British Welding Journal», 1960, vol. 7, No. 6,
p. 569—576.
223. Gurney T. R. Fatigue of welded structures. London, Cambridge at the
University Press, 1968, 294 p.
224. Gurney T. R. Fatigue of welded military structures.— «British Welding
Journal», 1968, vol. 15, No. 6, p. 276—282.
225. Gurney T. R., Nekanda Trepka L. Influence of local heating on fatigue
behaviour of welded specimens.— «British Welding Journal», 1959, No. 6,
p. 491—497.
226. Gurney T. R., Smith G. C. Fatigue tests on P/2 in thick transverse butt
welds containing slag inclusions.—«British Welding Journal», 1967, vol. 14, No. 1,
p. 17—38
227. Harrison J. D. Further techniques for improving the fatigue strength
of welded joints^—«British Welding Journal», 1966, vol. 13, No. 11, p. 642—648.
228. Harrison J. D. Fatigue tests of electroslag welded joints.— «Metal Con-
struction and British Welding Journal», 1969, vol. 1, No. 8, p. 366—370.
266
229. Hempel M., Moller H. Die Auswirkung von Schweififehlern in Proben
aus Stahl St 37 auf deren Zugschwellfestigkeit.— «Archiv fiir das Eisenhiittenwesen»,
1949, № 11/12, S. 375—383.
230. Hovery Y. A., Mack G. F. Consumable electrode spot welding.— «The
Welding Journal», 1961, No. 7, p. 714—722.
231. Ishii Y., lida K- An analysis of intermediate cycle fatigue strength of
defective welded joints.— «Transactions of the Japan Welding Society», 1972,
vol. 3, No. 2, p. 1—8.
232. Izdinsky 0. Medza finavy spojov z materialu 11523.1 zvarenych v CO2.—
«Zvaranie», 1966, № 10, S. 295—300.
233. izdinsky O. Klasifikacia zvarov a jej v^znam z hl’adiska dnavoveho na-
mahania.— «Zvaranie», 1969, № 12, S. 366—373.
234. Karliczek H., Fuchs H., Heider F. Dauerfestigkeitsuntersuchungen an
einseitigen, unterbrochen UP geschweifiten Kehlnahten.— «Schweisstechnik»,
1966, № 9, S. 409—412.
235. Kenyon N., Morrison W. B., Quarrel A. G. Fatigue strength of welded
joints in structural steels.— «British Welding Journal», 1966, vol 13, No. 3,
p. 123—137.
236. Kermes J., Buzek J. Pevnost nosniku skrinoveho profilu namahanych
stfidavym plochym ohybem - «Strojirenstvi», 1969, № 11, S. 695—701.
237. Kluge W. Der SchweiBtechnik im neuzeitlichen Dampfturbinenbau.—
«Schweissen und Schneiden», 1965, № 9, S. 458—462.
238. Kudrjavcev I. V., Naumcenkov N. E. Zvysenie unavovej pevnosti zvaro-
vych spojov povrochovym spavnenim.— «Zvaranie», 1971, № 9—11, S. 321—327.
239. Kudrjavcev I. W., Naumtschenkov N. E. Erhohung der Widerstands-
fahigkeit gegen Ermijdung in Schweifiverbindungen durch Oberflachenverfesti-
gung.— «Schweisstechnik», 1972, Xs 12, S. 541—545.
240. Lauch C. Ober die Zusammenhange zwischen der Benotung von Schweifi-
nahten nach dem 5—Notensystem und ihren Festigkeitswerten bei statischer und
dynamischer Belastung.— «Schweifitechnik», 1962, №8, S. 339—341.
241. Lister E., Woodward D. H. The use of welding in tubular structures.—
«British Welding Journal», 1964, vol. 11, No. 9, p. 434—441.
242. Luthy A. Some advantages of welding turbine rotors.— «Welding Journal»»
1968, vol. 47, No. 6, p. 461—474.
243. Macfarlane D S. Fatigue strength of gusseted pipe bends.— «British
Welding Journal», 1962, vol. 9, No. 12, p. 659—669.
244. Malim T. H. Who says steel must be clean? — «Iron Age», 1969, vol. 204»
No. 5, p. 66—67.
245. Malinovska E. Elektroskove zvaranie ntzkouhlikovych nizkolegovanych
oceli pre tlakove nadoby hrubky 100 mm Z hladiska optimalnych podmienok zvarania
a tepelneho spracovania.— «Zvaranie», 1968, № 10, S. 293—299.
246. Malinovska E., Hrivnak V. Electroslag welding of 100 mm thick boiler
steels eliminating the need for normalising.— «British Welding Journal», 1967,
vol. 14, No. 10, p. 527—532.
247. Matting A. FiillschweiBungen mit niedrigem ElastizitatsmoduL— «Wis-
senschaftliche Zeitschriftfider Hochschule fiir Schwermaschinenbau», Magdeburg,
1958, S. 85—87.
248. Matting A., Neitzel M. Das Bewerten von Schweififehlern im Dauer-
schwingversuch.— «Schweissen und Schneiden», 1966, № 3, S. 113—124.
249. Munse W. H., Stallmeyer J. E. influence of fatigue of welded beams
and girders.—«British Welding Journal», 1960, vol. 7, No. 3, p. 188—200.
250. Miiller G. Dauerfestigkeitsuntersuchungen an geschweifiten Kupfer —
und Stahlrohranschlufiverbindungen. •— «ZIS—Mitteilungen», 1961, № 10,
S. 721—733.
267
251. Nacher A. Influence of local heating and of surface peening on fatigue
behaviour of welded joints and details. International Institute of Welding, Docu-
ment No. XIII—255—61.
252. Nacher A. Description d’un precede suivi en italie pour, le rechargement
des portees des arbres des navires. International Institute of Welding, Document
No. XIII—449—66.
253. Nakamura H., Kuriyama Y., Yamazaki Y. Application of 80 kg/mma
grade high strength steel to high pressure vessels. International Institute of Welding,
Annual Assembly, Kyoto, 1969, p. 1—7.
254. Ncubert G. EinfluQ von Zunder und beim Elektronenstrahlschwei en
unlegierter und niedriglegierter Stable.— «Schweisstechnik», 1969, № 9, S. 393—394.
255. Neumann A., Miiller I. Beitrag zur Anwendung von einseitigen und unter-
brochenen Nahten im Schiftbau.— «Schweisstechnik», 1957, Ns 2, S. 36—40.
256. Neumann A., Reinel H. Zur Dauerfestigkeit von Kehlnahtverbindun-
gen.— «Schweifitechnik», 1960, № 5, S. 170—174.
257. Newman R. P. The influence of weld faults on fatigue strength.— «Trans.
Inst. Marine Engrs.», 1956, vol. 68, No. 6, p. 153—172.
258. Newman R. P. Effect on fatigue strength of internal defects in welded
joints.— «British Welding Journal», 1959, vol. 6, No. 2, p. 59—64.
259. Newman R. P. Fatigue strength of butt welds in mild steel.— «British
Welding Journal», 1960, vol. 7, No. 3, p. 169—178.
260. Newman R. P., Dawes M. G. Exploratory fatigue tests on transverse
butt welds containing lack of penetration.— «British Welding Journal», 1965,
vol. 12, No. 3, p. 117—120.
261. Newman R. P., Gurney T. R. Fatigue tests of plain plate specimens and
transverse butt welds in mild steel.— «British Welding Journal», 1959, vol. 6,
No. 12, p 569—594.
262. Nichols R. W. The use of overstressing techniques of reduce the risk of
subsequent brittle fracture.— «British Welding Journal», 1968, No. 1—2, p. 75—84.
263. Nigriny V. M. Fabrication of crosshead beams for the worlds largest
forging press.— «Welding Journal», 1956, No. 1, p. 9—18.
264. Odegard K. Fatigue strength of steel shafts built up by welding using
austenitic stainless steel electrodes. International Institute of Welding, Document
No. XIII—354—64.
265. Ouchida H., Nishioka A. Dauerfestigkeit von Kehlnahten.— «Schweiss-
technik», 1966, Ns 4, p. 150—157, International Institute of Welding, Document
No. XIII—338—64.
266. Ouchida H., Nishioka A., Kitamura I. Fatigue strength of shafts built-up
by welding. International Institute of Welding, Document No. XIII—539—69.
267. Puchner O. Schwellfestigkeit geschweifiter Knotenblechanschliisse und
ihre Erhohung durch ortliche Gliihung.— «SchweiBtechnik», 1956, Ns 4, p. 109—114.
268. Pucher 0. Budeme vyrabet svarovane zalomene hridele — «Zvaranie»,
1957, № 1, S. 2—4.
269. Puchner О. К йпауё svarenych spoju z oceli vys§i pevnosti.— «Stroji-
renstvi», 1957, Ns 8, S. 581—585.
270. Reinhardt K. G., Knauer W. Das rontgensichere SchweiBen von Mon-
tagestoBen.— «SchweiBtechnik», 1959, Ns 9 (Teil 1), S. 378—385, «Schweifitechnik»,
1960, № 10, (Teil 11) S. 142—148.
271. Report of a comparative fatigue test of welded joints with and without
crater defects. International Institute of Welding, Document No. XIII—317—63.
272. Report on the influence of building up on the fatigue strength of carbon
steel shafts, when using austenitic stainless steel electrodes. International Institute
of Welding, Document No. XIII—318—63.
268
273. Rietsch E. Das Herstellen groBerer Kurbwellen durch Wiederstands—
Abbrennschweifien.— «Schweifien und Schneiden», 1964, № 9, S. 408—411.
274. Richter E., Klotz H. EinfluB der aufieren Nahtform auf die Ermudungs-
festigkeit von SchweiBverbindungen.— «SchweiBtechnik», 1969, № 7, S. 310—314-
275. Rozenkranz H. Montageschweifiung von Tragerstofien mit dem COg —
SchweiBverfahren.— «ZIS—Mitteilungen», 1963, №9, S ИЗО—1150.
276. Serensen S. V., Trufiakov V. I., Babaev A. V. The influence of welding
defects on a fatigue resistance of joints considering residual stressing. International
Institute of Welding, Document No. XIII—552—69.
277. Serensen S. V., Trufiakov V. I., Babaev A. V. The effect of residual stresses
in estimation of fatigue resistance for butt joints with lack of penetration according
to the criteria of fracture mechanics. International Institute of Welding. Document
No. XI11—589—70.
278. Serensen S. V., Trufiakov V. I., Koryagin J. A. Residual stresses and
fatigue resistance of welded joints. International Institute of Welding, Document
No. XIII—436—69.
279. Siany J. Vyroba klikovych hridelu pomoci technologie elekfrostruskoveho
svafovani.— «Zvaranie», 1966, № 6, S. 178—182.
280. Soete W., Van Crombrugge R. A study of the fatigue strength of welded
joints.— «The Welding Journal», 1952, vol. 31, No. 2, p. 100 s.
281. Schngen R., Faulstich R. Festigkeitsuntersuchungen von eingeschweifiten
Rohren in Rohrboden von Warmeaustauschen.— «Schweissen und Schneiden», 1964,
№ 9, S. 369—371.
282. Thomas H. Report on the influence of building-up by metal spraying
on the fatigue strength of carbon steel shafts. International Institute of Welding,
Document No. XIII—437—66.
283. Week R. A rational approach to standards for welded construction.—
«British Welding Journal», 1966, vol. 13, No. 11, p. 658—668.
284. Welding of steel coated with priming paint.— «British Welding Journal»"
1968, vol. 15, No. 9, p. 467—468.
285. Welz W., Keinert W. Verbesserung der Dauerschwingfestigkeit von
Baustahlen mit Lichtbogenziind stellen.— «Schweissen und Schneiden», 1968,
№ 5, S. 209—214.
286. Wolf H. Kerbspannungen in Werkstoffkomb inationen.— «Konstruktion»,
1966, № 1, S. 10—15.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение . . 3
Глава I. Сварные конструкции в машиностроении 5
Глава П. Усталость металлов 13
Влияние средних (постоянных) напряжений 15
Методы испытаний на усталость . 17
Влияние абсолютных размеров . . 20
Влияние концентраций напряжений 21
Влияние состояния поверхности 23
Влияние коррозионной среды 25
Влияние низких температур . . 28
Влияние повышенных температур 29
Разброс опытных данных . ... 32
Глава III. Факторы, влияющие на сопротивление усталости свар-
ных соединений .... 33
Влияние остаточных напряжений 33
Влияние концентрации напряжений 35
Влияние неоднородности свойств 36
Глава IV. Масштабный фактор в усталостной прочности сварных
соединений 38
Глава V. Сопротивление усталости сварных стыковых и нахле-
сточных соединений 58
Сварные стыковые соединения . 58
Сварные нахлесточные соединения . .... 82
Сварные соединения, выполненные по прокатной ока-
лине, антикоррозионному грунту и фосфатированной
поверхности . .... 89
Глава VI. Сопротивление усталости сварных тавровых соединений
и соединений с присоединенными элементами 101
Сварные тавровые соединения.......................... 101
Сварные соединения с присоединенными конструктив-
ными и связующими элементами ........................ 114
Глава VII. Сопротивление усталости сварных штуцерных и труб-
ных соединений .................................................... 128
Сварные штуцерные соединения ........................ 128
Сварные односторонние трубные соединения............. 143
270
Глава VIII. Сопротивление усталости несущих элементов сварных
металлоконструкций балочного и рамного типа 154
Элементы со сплошными и прерывистыми швами 154
Элементы с точечными швами . .... 168
Глава IX. Сопротивление усталости сварных роторов, коленчатых
и карданных валов ... 179
Сварные композитные роторы газовых турбин . 179
Сварные коленчатые валы ......................... . 190
Сварные соединения типа карданных валов и полуосей
автомобилей ..... 195
Глава X. Сопротивление усталости сварных сосудов давления 199
Исследования усталостной прочности сварных сосудов из
мягких сталей . . . . . . 199
Применение высокопрочной стали для сварных сосудов
давления . . - 205
Глава XI. Сопротивление усталости наплавленных валов 211
Валы с наплавкой нержавеющей сталью . . . 212
Валы с наплавкой латунью, бронзой и медью 214
Глава XII. Сопротивление усталости сварных соединений при по-
ниженных и повышенных температурах ... 217
Сопротивление усталости при пониженных температурах 217
Сопротивление усталости при повышенных температурах 219
Глава XIII. Методы повышения усталостной прочности сварных
соединений 222
Конструкционные методы . . . 223
Технологические методы, основанные на регулировании
остаточных напряжений ... . . 227
Специальные защитные методы . . . 249
Технологические сварочные методы, регулирующие со-
став и структуру зоны сварного соединения 252
Список литературы ............................................... 255
Иван Васильевич Кудрявцев
Николай Ермолаевич Наумченков
УСТАЛОСТЬ СВАРНЫХ конструкций
Редактор издательства И. А. Иванова
Технический редактор А. И. Захарова
Корректор О. Е. Мишина
Переплет художника Е. В. Бекетова
Сдано в набор 21/VI 1975 г. Подп. к печати 15/XII 1975 г.
Т-18272. Формат 60Х904/1в- Бумага типографская № 1
Усл. печ. л. 17,0. Уч.-изд. л. 18,55. Тираж 19 000экз.
Заказ 402. Цена 1 р. 14 к.
Издательство «Машиностроение», Москва, 107885,
1-й Басманный пер., 3
Ленинградская типография № 6 Союзполиграфпрома
при Государственном комитете Совета Министров СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
193144, Ленинград, С-144, ул. Моисеенко, 10