Проф. Н. О. ОКЕРБЛОМ
доктоп техн. наукО-СВАРОЧНЫЕ ДЕФОРМАЦИИ
И НАПРЯЖЕНИЯТЕОРИЯ И ЕЕ ПРИМЕНЕНИЕШз?
Монография „Сварочные деформации н напряжения"
представляет собой труд, предназначенный для инженеров
лроизводственников-технологов и проектировщиков-кон-
структоров, занятых работами, связанными с проектирова¬
нием и изготовлением сварных конструкций.В книге даны основные зависимости сварочных дефор¬
маций и напряжений от те ■нологических, производственных
и конструктивных факторов, изложены соображения о влия¬
нии сварочных деформаций и напряжений на прочность
сварных конструкций и приведены некоторые данные о ме¬
рах борьбы с короблением и напряжениями.Монография может быть использована п качестве посо¬
бия для аспирантов по сварочной специальности, а также
для студентов старших курсов.*	* iРедактор Д. И. НавроцкийЛЕНИНГРАДСКОЕ ОТДЕЛЕНИЕ МАШГИЗА
Редакция литературы по машиностроению
Главный редактор ииж. Ф. И. Фетисов
ПРЕДИСЛОВИЕСварка является сейчас ведущим технологическим процессом,
используемым во всех отраслях промышленности и строитель¬
ства. Без применения сварки немыслимо решить те грандиозные
задачи, которые поставлены пятилетним планом восстановления
и развития народного хозяйства СССР.В то же время далеко не все области сварочной техники до¬
ведены до тгкого состояния, когда все вопросы могут решаться
на основе твердо установленных положений и ясно выраженных
зависимостей и закономерностей. Это вызвано сравнительно не¬
большим сроком глубокой теоретической работы над проблемами
сварочной техники, с одной стороны, и сложностью происходя¬
щих при сварке процессов, для которых часто недостаточно суще¬
ствующих методов научного исследования, с другой стороны.Одной из наименее проработанных областей сварочной техники
является область сварочных деформаций и напряжений, область
в зависимости от которой находятся вопросы технологии
сварки, вопросы проектирования и изготовления сварных кон¬
струкций и вопросы прочности сооружений, выполненных с по¬
мощью сварки. Таким образом, сварочные деформации и напря¬
жения являются одной из] самых важных областей сварочной
техники, имеющей исключительно большое производственное
значение и в значительной мере определяющей теориto сварки.Тем не менее до настоящего времени ' нет установившихся
взглядов по целому ряду основных вопросов сварочных дефор¬
маций и напряжений, что отчасти объясняется сравнительной
малочисленностью теоретических исследований, которые един¬
ственно и могли бы привести в стройную систему данные мно¬
гочисленных и зачастую противоречивых экспериментальных ис¬
следований.Настоящая работа является попыткой дать первый набросок
общей теории сварочных деформаций и напряжений, в котором
охвачены далеко не все возникающие вопросы, но который по-
.'шолил установить некоторые основные зависимости, решающие
целый ряд теоретических и практических задач.В основу настоящей монографии положены работы, прово¬
дившиеся автором с начала 30-х годов, частично публиковавшиеся
в выпущенных им курсах „Проектирование сварных 'конструк¬
ций* [1] и статьях [2], [3], обобщенных в его диссертации [41
и получивших развитие и предварительную редакционную
обработку в вышедшей в 1946 г. в виде стеклографированного
издания книге „Основы теории сварочных деформаций и напря¬
жений11 [Г>1. В последней книге использован опыт изложения авто¬
ром курса „Теория сварочных деформаций и напряжений", не¬
однократно читавшегося студентам сварочной специальности
Ленинградского политехнического института им. М. И. Калини¬
на и Томского политехнического института им. С. М. Кирова,
а также слушателям специальности „Строительная механика ко¬
рабля" Военно-морской академии кораблестроения и вооружения
им. А. Н. Крылова. Кроме того, в работе использована много¬
численная отечественная и иностранная литература, частично
отмеченная в списке литературы.Учитывая почти полную неизбежность отдельных погрешно¬
стей в настоящей работе, автор будет чрезвычайно признателен
всем, указавшим ему на них или приславшим любой материал
по вопросам сварочных деформаций и напряжений.В заключение автор с благодарностью должен отметить исклю¬
чительно большую помощь, оказанную ему научным сотрудником
сварочной лаборатории ЛПИ инж. Байковой И. П., проделавшей
все графические построения и подготовившей все чертежи для
настоящей монографии и старшим научным сотрудником канд.
техн. наук Навроцким Д. И., проведшим редактирование книги и
сделавшим при этом ряд ценных указаний.Проф. Н. О. ОКЕРБЛОМ
ГЛАВА IОБЩИЕ ДАННЫЕ1.	Деформации и напряжения, возникающие в результатесваркиПри выполнении сварки свариваемые детали деформируются,
причем некоторые деформации сохраняются и после окончания
сварки и полного остывания изделия. В соответствии с измене¬
нием деформаций деталей меняется и их напряженное состоя¬
ние.Деформации и напряжения, которые имеют место в процессе
сварки, называются временными; деформации и напряжения,
остающиеся после окончания сварки и полного остывания из¬
делия, называются остаточными.Наибольшее практическое значение имеют остаточные свароч¬
ные деформации и напряжения, которые в той или иной мере могут
отразиться на работе сварной конструкции в процессе зксплоа-
тации и на ее прочности.Однако для определения остаточных деформаций и напря¬
жений необходимо знание временных деформаций и напряжений,
возникающих в процессе сварки. Таким образом, для того чтобы
можно было не только знать величину и характер сварочных
деформаций it напряжений, но и уметь управлять ими, необхо¬
димо знать механизм возникновения и развития деформаций и
напряжений при сварке.Деформации, возникающие при сварке, имеют весьма сложный
характер. В первом приближении об основных видах деформа¬
ций можно составить некоторое представление, если предполо¬
жить, что деформации при сварке вызваны только укорочением
длины и уменьшением ширины шва. Тогда, при наплавке валика
на полосу, последняя под действием валика укоротится (рис. 1,га).
Полученные деформации отдельных продольных волокон полосы
являются продольными деформациями. Соответственно
при сварке встык двух полос (швом постоянной ширины по тол¬
щине полос) возникнут поперечные деформации (рис. 1,6).
Эксцентричное положение наплавленного валика (например,
на кромке полосы — рис. 1, в) приведет к деформациям изгиба в
плоскости полосы, а переменная по толщине ширина шва
(рис. 1, г) —к угловым деформациям, к деформациям из
плоскости свариваемых полос.5
И общем случае при сварке имеют место одновременно не¬
сколько видов деформаций. Так, при наплавке валика на полосу
будут одновременно иметь место продольные, поперечные и
угловые деформации (рис. 1, д).Однако, давая возможность получить представление о тех
элементарных видах деформаций, из которых складываютсяболее сложные деформации, сделан¬
ное выше предположение о том, что
деформации определяются только
укорочением длины и уменьшением
ширины шва, не позволяет определить
действительный характер деформа¬
ций, так как последний определяется
не только деформациями шва, но и
деформациями свариваемых деталей,
которые в процессе сварки подвер-а)Г~Ч<Ч:8г<В,Рис. 1. Схематическое	Рис. 2. Действительные дефор-нзображение основ-	мацин сварных соединенийных видов свароч-	и деталей,
ных деформаций.гаютси нагреву и последующему остыванию. В результате на¬
грева и остывания в свариваемых деталях появляются чисто
тепловые деформации, в той или иной мере ограничен¬
ные жесткостью самих деталей, а в металле происходят струк¬
турные превращения, которые связаны с объемными изменениями
и также могут привести к деформациям деталей.Действительные деформации, являющиеся результатом дей¬
ствия всех факторов, могут существенно отличаться от тех,
*
которые приведены на рис. 1 и определены исходя из упрошен¬
ного представления о протекающих при сварке явлениях. Так
например, вместо укорочения по оси шва сваренных встык по¬
лос (рис. 2, а) в отдельных случаях можно наблюдать удлине¬
ние по оси шва и укорочение наружных кромок сваренных по¬
лос (рис. 2, б).Если исходить из упрощенных представлений, принятых в
основу построения схем деформаций, представленных на рис. 1,
то при сварке тавровых сечений, в которых ось поясных швов
совпадает с линией центров тяжести сечений, можно было ожи¬
дать отсутствия искривлений, тогда как в действительности
стенка тавра в этом случае оказывается изогнутой (рис. 2, в).Одновременное развитие деформаций в разных направлениях
приводит к волнистости кромок, подобной показанной на рис.2, г.В некоторых случаях деформации связаны с потерей устой¬
чивости свариваемых листов, как это имеет место при сварке
тонких листов, когда появляются выпучины (рис. 2, д).Таким образом, действительные деформации — коробление
сварных конструкций — могут быть объединены в две группы
деформаций: а) деформации в плоскости свариваемых листов —
укорочение и изгиб — и б) деформации из плоскости сваривае¬
мых листов — выпучины, волнистость и др.Если развитие деформаций, вызываемых нагревом и струк¬
турными превращениями, встречает сопротивление, то возникают
напряжения, которые в зависимости от вида вызывавших их де¬
формаций могут быть названы либо тепловыми, либо структур¬
ными. Тепловые напряжения будут только временными, т. е.
действующими лишь во время протекания процесса сварки, если
при этом не возникают пластические деформации. .Если в
процессе сварки возникли пластические деформации, то после
окончания сварки и полного остывания изделия в нем будут
иметь место остаточные напряжения.Сопротивление тепловым и структурным деформациям со¬
здается жесткостью самих свариваемых листов или различными
видами их закрепления. Так, расположение прихваток между
двумя свариваемыми листами создает закрепление внутренних
кромок этих листов. Защемление наружных кромок свариваемых
листов ограничивает свободу деформаций последних, препят¬
ствуя изгибу листов и поперечному их укорочению при сварке.Таким образом, в процессе сварки возникают и частично оста¬
ются после окончания сварки деформации и напряжения, зави¬
сящие от различных технологических, конструктивных и произ¬
водственных факторов.Производившиеся до сего времени теоретические и много¬
численные экспериментальные исследования касались в основном
остаточных деформаций и напряжений.В настоящей работе делается попытка дать общую теорию
сварочных деформаций и напряжений как временных, так и
остаточных, установить основные зависимости и закономерности
их развития и дать метод их количественного определения.
2.	Огнонныс предпосылки для определения сварочных
деформаций и напряженийКак было отмечено выше, причиной появления деформаций
и напряжений при сварке является неравномерный нагрев сва¬
риваемых деталей и сопротивление (вследствие жесткости самой
детали) возникновению тем тепловым и структурным дефор¬
мациям, которые вызываются нагревом. Поэтому для количе¬
ственной оценки величины сварочных деформаций и напряжений
необходимо знать поведение материала при нагреве: его тепло¬
вое расширение и его механические характеристики при различ¬
ных температурах.Относительное удлинение стали при нагреве, как известно,
определяется из следующего выражения:где X — относительное тепловое удлинение;А/ — абсолютное значение удлинения:I — первоначальная длина;
а — коэфициент линейного расширения,Т—температура нагрева в °С:.Коэфициент линейного расширения а для предварительных
приближенных расчетов может быть принят не зависящим от
температуры и равным=-. = 0,000012.ТогдаХ = 0,000012-7.В действительности коэфициент линейного расширения, как
показали соответствующие исследования [б], меняется с изме¬
нением температуры нагрева, и относительнее удлинение, вы¬
зываемое повышением температуры, с большей точностью может
быть определено по следующей формуле:11475-10-». Т-{-5,3• 10— 9• 10-Т2.Механические характеристики стали, определяющие связь
между деформациями и напряжениями при действии сил, также
зависят от температуры. В силу того, что эта зависимость для
различных сталей различная и притом достаточно сложная, в
основу приводимых ниже расчетов положена диаграмма Пранд-
тля для идеального упруго-пластического материала (рис. 3).
При этом предположено, что для различных температур меняется
лишь предел текучести as, а модуль упругости Е остается не¬
изменным. Зависимость предела текучести от температуры при¬
нята в виде, представленном на рис. 4. Подобно диаграмме1 Ввиду того, что в даннгм труле температура во веет случаях указан» вградусах Цельсия, в дальнейшем условное обозначение шкалы Цельсия —
С — опускается.8
Прандтля, принятая диаграмма зависимости предела текучести
от температуры представляет собою схематизированную зави¬
симость, которой заменена действительная зависимость os от
температуры, изображенная на рис. 4 пунктиром. Соответственно
пределу текучести изменяются и те относительные -удлинения
ef, при которых достигается предел текучести (рис. 4).не/см2при Т.при Тгт<>тг4ДОМИяда.а,1L11**\\:яVО«ггИMJ\//Л-	111		Рис. 3. Зависимость между де¬
формациями и напряжениями для
идеального упруго-пластического
материала при различных темпе¬
ратурах.' т та ш ш т ш т %Рис. 4. Зависимость предела текучести
и относительных деформаций, соответству¬
ющих пределу текучести, от температуры.Сделанные допущения позволяют перейти к определению де¬
формаций и напряжений. Однако прежде чем определять их
для условий неравномерного нагрева, характерного для сварки,
следует уточнить процесс их возникновения и развития при
равномерном нагреве и остывании стержня.3.	Деформации при равномерном нагреве стержня до 500еВ случае равномерного нагрева закрепленного одним концом
стержня до температуры меньшей 500°, стержень будет свободна
удлиняться. Если первоначальная длина стержня была I, то при¬
ращение его длины при нагреве на Т° будетД 1=л-Т-1.Если принять козфициент линейного расширения а независя¬
щим от температуры, то величина удлинения будет прямо про¬
порциональна температуре. Так, при линейном законе изменений
температуры Т с течением времени t удлинения будут расти
также по линейному закону (рис. 5). Наибольшие удлинения
получит стержень в момент достижения им наивысшей темпе¬
ратуры. При этом напряжения в стержне возникать не будут,
так как расширение тел при нагревании является их физическим
свойством и не сопровождается возникновением напряжений.
Исли после нагрева стержень начать охлаждать, то одновременно
<: уменьшением температуры будет уменьшаться и удлинение
стержня, и при достижении стержнем своей первоначальной
температуры его удлинение будет равно нулю, т. е. длина стер¬
жня будет равна его первоначальной длине. Следовательно,
н процессе всего нагрева и остывания в стержне не появились
напряжения, и после возврата к первоначальной температуре
т»‘|1жонь но имел ни остаточных деформаций, ни остаточных
папрчжений.Исли ограничить возможность удлинения стержня при на¬
гревании некоторой величиной Ь (рис. 6), то нагрев стержняРис. 5. Изменение удлинений стержня, закрепленного
одним концом, при изменении температуры.после достижения им удлинения b не будет вызывать дальней¬
шего изменения длины стержня, но зато в нем появятся на¬
пряжения сжатия, пропорциональные величине недопущенных
тепловых относительных удлинений:М—ьI«)деформации которого ограничены при напряженвях,не превосходящих предела текучести.H i рис. 6 нанесены относительные тепловые удлинения /. и
те относительные удлинения Л, которые в действительности бу¬
дут иметь место с учетом ограничения деформаций. Как видно
из графика, в начале нагрева, когда стержень имеет полную
свободу перемещений, действительные деформации А будутю
определяться тепловыми деформациями. После того как дей-1 ьствительные'относительные удлинения достигнут величины -/-дальнейший рост действительных удлинений прекратится. Таким
образом, начиная с этого момента, будет существовать разница
между теми деформациями, которые должны были бы быть,
если бы стержень был свободен, и теми деформациями, которые
фактически существуют.Таким образом, действительные деформации Д можно пред¬
ставить как алгебраическую сумму деформаций X, вызванных
нагревом, и деформаций е, вызванных внешней силой (реакцией
упора, ограничивающего удлинение стержня). При этом нагрев
вызывает удлинение стержня, а внешняя сжимающая сила — уко¬
рочение стержня. Относительные деформации, вызванные внеш¬
ней силой, будут равны, таким образом, разности тепловых и
действительных относительных деформаций и будут сопрозо-
ждаться (как и всякие деформации, вызываемые внешними
силами) напряжениями (рис. 6, в), величина которых будет равнаo=£.s = £.(X — A) = E-(zT—j).При остывании стержня, с уменьшением температуры Т, бу¬
дут уменьшаться и напряжения о (если при нагреве они не
превзошли предел текучести). Когда температура уменьшится
до величины, при которой«Т*	^а • Т = j ,напряжения будут равны нулю, и дальнейшее уменьшение тем¬
пературы будет сопровождаться укорочением длины стержня,
которая достигнет своей первоначальной величины к моменту,
когда температура стержня будет равна первоначальной, равной
нулю.Таким образом, и в данном случае, несмотря на ограничение
величины деформаций стержня и несмотря на то, что в нем
возникали в процессе нагрева упругие деформации, стержень не
получил остаточных деформаций или остаточных напряжений.Если же в процессе нагрева величина обжатия будет настолько
велика, что относительные деформации в окажутся больше ве¬
личины е5 (соответствующих пределу текучести о^), то, кроме
упругих деформаций, появятся и пластические деформации, ве-т
личина которых будет равнаепл = >- —	= ^7' — b,—^s-После того как величина относительных деформаций е до¬
стигнет в момент времени t% величины eJ( рост упругих деформа¬
ций (рис. 7, б), а следовательно, и рост напряжений (рис. 7, а)
прекратится. Дальнейший нагрев будет вызывать лишь рост
пластических деформаций, которые достигнут своей наибольшей
величины в момент наивысшего нагрева. Если затем начатьи
охлаждать стержень, то прежде всего начнут уменьшаться
упругие деформации; пластические же деформации, вследствие
их необратимости, останутся неизменными и равными той ве¬
личине, которой они достигли в момент наивысшего нагрева.
После того как (при t = t4) упругие деформации, а с ними и
напряжения, обратятся в нуль, — действительные деформациис)Рис. 7. Изменение тепловых и действительных дефор¬
маций и напряжений при нагреве н остывании стержня
в случае достижения им при нагреве предела теку¬
чести.будут равны тепловым за вычетом пластических деформаций,
т. е.Д = — «пл- т« = а Т— (а Ттп — 7 — О-Дальнейшее понижение температуры приведет к уменьшению
относительных удлинений, причем стержень достигнет своей
первоначальной длины (Д = 0) при*Т = *ТтНетрудно видеть, что относительные деформации +6*)
меньше удлинения л-Ттг% и, следовательно, первоначальная
длина будет достигнута при положительной величине <х.-Т, т. е.
еще при частичнр нагретом стержне.При достижении стержнем в момент времени 15 своей пер¬
воначальной температуры (Г —0) действительные деформации
будутД,_ = —а" Т'шах "Г у + 2j.Так как	< а• TmiX, то действительные деформации Д,,будут отрицательными, т. е. стержень укоротится на величинуД/Л = — Я * Т,:,ах -j- y с,,.Ноу.	Ь® I юах ^ es === 6пл. max,следовательно,Д/ь ==*= ен.1. шах ,т. е. после остывания стержень получил укорочение, численно рав¬
ное величине наибольших пластических деформаций при нагреве.Таким образом, остаточные деформации стержня в резуль¬
тате нагрева и охлаждения могут появиться лишь в том случае,
если при нагреве стержень получит пластические деформации
обжатия.Если ограничить не только удлинения стержня, но и его
укорочения (допуская, например, укорочения только на вели¬
чину bi—рис. 8), то появятся не только остаточные деформа¬
ции (равные Ьг), но и остаточные напряжения, пропорциональ¬
ные величине недопущенных деформаций укорочения:Я/5 = Е (епя, max — ^ = Е (а Тплх — Ь-{ — е5 — ^ .При этом, в случае,если относительные деформации (епл. шах — ^
превосходят efi остаточные напряжения составята стержень, кроме того, получит пластические деформации рас¬
тяжения, равные— с	_Ь1	р — а Т	__9е-	iu»./ — '•пл. max ^ *s —*'*■ 1 max у гИз приведенного выражения видно, что чем больше будет
тем-пература нагрева и меньше свобода перемещений при нагреве
и охлаждении, тем больше будут остаточные пластические де¬
формации растяжения.13
Нглн нагреваемому стержню не давать никаких перемещений
(/> '() и />, иеО), то после остывания в стержне будут существо-
иать остаточные напряжения, равные os. и пластические дефор¬
мации растяжения®пл.^ — О Тшах 2Рис. 8. Изменение тепловых?и действительных дефор¬
маций и напряжений при ограничении как удлинений,
так и укорочений.Нетрудно видеть, что для того, чтобы в последнем случае
в стержне появились не только растягивающие напряжения, но
и пластические деформации растяжения, необходим нагрев до
температуры■) . Г> Ш11 1 Л*1190‘,Т 9^_2-00°П42а 0,000012а для того, чтобы в нем появились только растягивающие на¬
пряжения, — до температуры:: 95°.14
4.	Деформации при нагреве до температуры, превышающей 600В связи с тем, что, начиная с температуры в -500'\ предел
текучести понижается, а при 600° становится равным нулю, ха¬
рактер деформаций и напряжений при нагреве до температуры,.
превышающей 600°, будет несколько иной. В начале при нагреве
стержня до температуры в 500е рост деформаций и напряженийРис. 9. Изменение тепловых и действительных 'дефор¬
маций и напряжений при нагреве стержня до темпера-е 5003туры, превышающей 600® при а= * .будет происходить так же, как это было указано в предыдущем,
пункте. При дальнейшем нагреве, с момента времени tt (рис. 9, а),
пластические деформации намнут расти быстрее за счет пониже¬
ния упругих деформаций, которые при Т = 600” (t = f4) обращаются
в нуль. При температурах свыше 600° остаются только пласти¬
ческие деформации сжатия. В соответствии с изменениями упру¬
гих деформаций изменяются н напряжения (рис. 9, б), которые
и момент времени tt при Г = 600° становятся равными нулю.Если ограничение деформаций создать таким образом, что
после достижения некоторого удлинения b не только дальней¬
шее удлинение, но и укорочение стержня станет невозможным,15
то с начатом остывания, несмотря на наличие препятствия уко¬
рочению, никакие напряжения в стержне не возникнут до тех
пор, пока материал стержня будет находиться в пластическом
состояниии не будет оказывать сопротивления изменению формы.
Упругие деформации и напряжения начнут появляться в стержне,I	начиная с момента t:>, когда при остывании он достигнет темпе¬
ратуры 600’. В этот момент времени в стержне появляются
упругие свойства, и дальнейшее препятствие укорочению стержня
вызовет в нем растягивающие напряжения. Эти напряжения бу¬
дут пропорциональны разности действительных деформаций Д,
равных в рассматриваемом случае А = 6//, и деформаций (X—епл),
которые были бы, если бы стержень с достижением упругих
свойств мог свободно перемещаться.Таким образом, для интервала температур от 600 до 500° де¬
формации растяжения в рассматриваемом случае будутг-' = д_()._впл) = * _а7’+х600о-5- = «(600°— Г);соответственно напряжения составято" = £•* (600°-Т).В то же время эти напряжения не могут быть выше предела
текучести, соответствующего данной температуре Т. Для того
же интервала температур (от 600 до 500°) изменения предела те¬
кучести в соответствии с принятой зависимостью (рис. 4) могут
быть выражены формулойи относительные деформации, соответствующие пределу теку¬
чести, будут600° - г
е* — Ss 100°Из формул для £* и г" видно, что Приа = - -
100°деформации при остывании от 600 до 500° будут равны дефор¬
мациям, соответствующим пределу текучести для данной тем¬
пературы.В рассматриваемом случае (применительно к стали марки
Ст. 3) с достаточной точностью можно принять, что действи¬
тельно“ = 100° ’так как 0,000012 = 0,0000114.Тогда при остывании от 600 до 500° относительные дефор¬
мации растяжения будут только упругие и равные для любой
температуры Т (в рассматриваемом интервале) деформациям,
соответствующим пределу текучести для этой температуры. При
it
достижении в процессе остывания температуры 500° предел те¬
кучести достигает своей наибольшей величины, остающейся без
изменения при дальнейшем понижении температуры, в связи
с чем прекращается дальнейший рост напряжений. Так как при
остывании ниже 500° деформации растяжения е растут, то воз¬
никнут пластические деформации, равныее™, = е—*s = а (600° — Т) — е.5.Г Когда стержень в момент времени U (рис. 9) достигнет своей
первоначальной температуры (Г=0), величина пластических
деформаций растяжения составитепл,7=а.600°—£.(т. е. для рассматриваемого случая величина пластических дефор¬
маций растяжения не зависит ни от величины максимальной тем¬
пературы нагрева (если она выше 600°), ни от степени ограни¬
чения деформаций.Если	то в интервале температур от 600 до 500г' дефор¬мации г" будут больше, чем е" и, следовательно, кроме упругих
деформаций, равных е", будут существовать и некоторые пла¬
стические деформации растяжения. Общая картина развития де¬
формаций и напряжений при остывании в этом случае несколько
изменится и примет вид, представленный на рис. 10.При	общая картина развития деформаций и напряже¬ний примет вид, представленный на рис. 11.В более общем случае, когда действительное удлинение
стержня в процессе остывания меняется от величины b (при до¬
стижении остывающим стержнем температуры 600°, t = tr>, на
рис. 12) до величины bi (при достижении им первоначальной
температуры t — ts), величина суммарных деформаций растяже¬
ния е, для некоторого момента времени t, при котором темпе¬
ратура стержня равна Т, а действительное удлинение bt, может
быть выражено каке, = у — (Ь — е,м) == у — а• 7'-f-а • 600° — j — a (600°-7) + *'-* •При достижении стержнем в момент времени tt первоначаль¬
ной температуры (Г=0; bt = — bt)e<s = а • 600° —н том числе остаточные пластические деформации составляют“»*• 600* — у—у — Sj./Л■J II О. Окерблои 238J.	17
Таким образом, величина остаточных деформаций зависит от
пгличииы действительных деформаций b н момент достижения
стержнем при остывании температуры 600 и от величины bt—
действительных деформаций, остающихся после полного остыва¬
ния. В то же время остаточные деформации не зависят от того,
как изменялись действительные деформации в процессе на¬
грева.Следует отметить, что по действительной остаточной дефор¬
мации еще нельзя судить о напряжениях в стержне. Величина
остаточных напряжений (и упругих деформаций) и величина
остаточных пластических деформаций может быть определена
лишь в' том случае, если, кроме blt известны и деформа¬
ции Ь.Так, например, для случая, приведенного на рис. 13, где кри¬
вая ОВС показывает изменение тепловых деформаций >. = а-Г, a
кривая OB'D— изменение действительных удлинений стержня,—
величина суммарных деформаций в момент времени t опре¬
деляется из выражении6/= а-(600’ —Г)+Если для момента времени t6, соответствующего полному
остыванию стержня, принять (в соответствии с кривой OB'D,
рис. 13)bjl = 0,0045 и Ъ,\1 = -0,0010, тое,6 =0,000012-600—0,0010—0,0045 = 0,0017.Из них пластические деформации составят£пя, =0,0017 —е, = 0,0017 — 0,0011 =0,0006,*вт. е. при этом имеют место растягивающие напряжения (рис. 13,б).Если бы действительные деформации изменялись по кри¬
вой OB'D' и bt\l — — 0,0045, тог(в = 0,000012 • 600 — 0,0045 — 0,0045 = — 0,0018,т. е. в этом случае имели бы место сжимающие напряжения и
пластические деформации сжатия (рис. 13, в).Таким образом, несмотря на то, что остаточные деформации
представляют собой укорочение, в стержне могут существо¬
вать и остаточные напряжения сжатия и остаточные напряжения
растяжения.5.	Деформации и напряжения частично закрепленного стержняВ рассмотренных выше случаях ограничение действительных
деформаций стержня задавалось вне зависимости от тепловых
деформаций при нагреве стержня. В действительности степень
закрепления стержня зависит и от условий нагревания. В ка¬
честве примера рассмотрим случай" равномерного нагрева стержня,
закрепленного одним концом, второй конец которого, нагружен-
20
ный силой Р—20 т, может скользить по горизонтальной пло¬
скости (рис. 14, а). При этом примем:Площадь поперечного сечения стержня
Наибольшая температура нагрева . .Коэфициент трения 	„ линейного расширения . .
Модуль упругости материала стержня
Предел текучести	. F= 5 см1
Ти, ах = 700°(л = 0,3
а = 0,000012
Е = 2,0- 1C* кг/см*
= 2400 KtjcM1.ций нагреваемого и остывающего стержня, деформации
которого ограничены.В начале нагрева конец стержня не будет перемещаться’до
тех лор, пока возникшие в стержне усилия не преодолеют силы
•фения, т. е. до наступления равенстваF-a = v.'P]	'это будет при достижении напряжениями в стержне величиныо —	=,0>3'200001200 KtjcMа.Так как напряжения в стержне возникают вследствие тепло-
ьых удлинений при нагреве, то можно написать21
Следовательно, для появления в стержне напряжений о =
1200 кг'см'- необходим его нагрев до температурыТ9Как только стержень нагреется до 50^, усилия в нем будут
в состоянии преодолеть силу трения, и конец стержня при
дальнейшем нагревании будет перемешаться. Напряжения
в стержне будут оставаться постоянными и равными 1200 ki\cm*
до тех пор, пока нагрев не достигнет той температуры, при ко¬
торой предел текучести снизится до 1200 кг)см1. В соответствии
с принятой зависимостью (рис. 4) предел текучести в интервале
температур 500—600’ будетДальнейшее нагревание вызовет падение предела текучести,
а следовательно, и падение усилия, действующего в стержне,
в связи с чем дальнейшее перемещение конца стержня приоста¬
новится, так как сила трения будет больше усилия в стержне.
Рост тепловых деформаций будет вызывать снижение упругих
деформаций и рост пластических деформаций сжатия. При до¬
стижении температуры 600' упругие деформации и напряжения
в стержне будут равны нулю, и дальнейший нагрев будет вызы¬
вать лишь развитие пластических деформаций (рис. 14, б и в).При остывании стержня упругие деформации возникнут при
снижении температуры до 600°, однако перемещение конца
стержня начнется лишь при 550°, когда усилие в стержне до¬
стигнет величины, равной силе трения.Наибольшее относительное удлинение стержня при нагреве
составит (рис. 14, б)Величина пластических деформаций сжатия в момент дости¬
жения при остывании температуры 600° составляетепл= а 600°-0,0060 = 0,0012.Остаточная деформация стержня (после полного остывания)Относительные упругие деформации растяжения в остывшем
стержне< = ™ (600е—Т) = 14 400- 24 ■ Т,откуда14400-•24550'.Ьт = а(550° -50а) = 0,0060.= * - а • 550° = 0,0060 - 0,0066 = 0,0006.ъ0,0012 4- 0,0006 = — 0,0006.22
Из приведенного в настоящем и предшествующих парагра¬
фах следует:1.	Остаточные деформации и напряжения могут быть в остыв¬
шем после равномерного нагрева стержне только в случае,
если по время нагрева или остывания в нем возникли пластиче¬
ские деформации, вызванные механическими или термическими
воздействиями.2.	Остаточные деформации свободно деформирующегося
я процессе остывания стержня равны пластическим деформациям,
существовавшим в стержне в момент наивысшего нагрева (если
нагрев производился до 500е) или в момент достижения стерж¬
нем при остывании температуры 600" (если нагрев стержня пре¬
вышал 600е).3.	Деформации стержня в процессе нагрева не оказывают
нлияния на величину остаточных деформаций, если действитель¬
ные деформации стержня при достижении им в процессе остыва¬
ния температуры 600л не зависят от характера нагрева. В про¬
тивном случае деформации при нагреве влияют на остаточные
деформации в такой мере, в какой они определяют действитель¬
ные удлинения стержня в момент достижения им при остыва¬
нии температуры в 600е.4.	Конечные остаточные деформации не определяют не только
величины, но и знака остаточных напряжений, для определения
которых необходимо знание всего процесса развития деформа¬
ций при нагреве и остывании.Полученные для случая равномерного нагргва стержня поло¬
жения дают основания для решения задачи теоретического опре¬
деления деформаций и напряжений для неравномерного нагрева
изделий при сварке, если известен характер распределения тем¬
пературы в процессе сварки и последующего остывания. Для
установления степени нагрева и характера распределения тем¬
пературы может быть использована разработанная Н. Н. Рыкали-
нмм теория распространения тепла при дуговой электросварке [7],
18], [9].Ч6.	Характер распределения температуры в свариваемыхэлементахПри электродуговой сварке источником тепла является сва¬
рочная дуга; тепловая мощность ее q кал]сек. выражается величи¬
ной? = 0,24. т].С/-/,где U и I—напряжение и сила сварочного тока в вольтах и
амперах;г, — коэфициеит использования тепла сварочной дуги.При неподвижном источнике тепла (заварка отверстия) рас¬
пределение температуры в тонком листе может быть определено
изотермами, которые представляются в виде концентрических
окружностей (рис. 15). С увеличением продолжительности на-'1'Л
грева температуры отдельных точек листа повышаются, но лишь
до некоторого предела, выше которого температура не подни¬
мается, как бы долго ни производить нагрев. На рис. 16 приве¬
дены кривые изменения во времени температуры отдельных точек,
находящихся на различных расстояниях от постоянного источ¬
ника тепла. Как видно из кривых, каждая точка со временем
достигает предельного состояния нагрева, причем наивысшая
температура нагрева тем больше, чем ближе точка располо¬
жена к источнику тепла.При подрижном источнике тепла (наплавка валика, сварка
встык) характер распределения температуры меняется, и изотермы
вытягиваются по направлению движения источника тепла. На1/\У\ч■	,2,0 1.5 1.0 0.5 0 0.5 1.0 (5Рис. 15. Распределение темпера-	Рис. 16. Изменение во времени темпера¬
туры при нагреве пластины непо-	туры нагрева точек, находящихся на рас-
движным сосредоточенным источ-	стояниях г от постоянно действующего
ником тепла. источника тепла.рис. 17 приведены изотермы и кривые распределения темпера¬
туры в сечениях, параллельных и перпендикулярных оси шва,
для предельного состояния нагрева от точечного источника
тепла, перемещающегося равномерно и прямолинейно. Как видно
из кривых распределения температуры в сечениях, параллель¬
ных оси шва, максимум температуры достигается тем позже,
чем дальше продольное сечение отстоит от оси шва (рис. 17, а).
На плане линия максимальных температур для различных про¬
дольных волокон изображена пунктирной кривой (рис. 17, б).
Распределение температур в сечениях, нормальных оси шва,
приведено на рис. 17, в, из которого видно, что чем дальше
сечение, тем шире зона нагрева, но тем ниже наибольшая тем¬
пература.При подвижном источнике тепла предельное состояние на¬
грева характеризуется неизменностью температурного поля, ко¬
торое перемещается вместе с источником тепла. Таким образом
вместо, определения температуры в каком-либо сечении, нор¬
мальном к оси шва в различные моменты времени, можно опре¬
делить температуру в данный момент времени в различных се¬24
чениях, расположенных на таких расстояниях от источника тепла,
на каких может оказаться рассматриваемое сечение при дви¬
жении источника тепла с заданной скоростью.100о/о50Рис. 17. Температурное поле при предельном состоянии
нагрева движущимся источником тепла.Характер изотерм и абсолютное значение температур сильно
зависят от скорости движения источника тепла (скорости сварки).
На рис. 18 приведены кривые распределения температур по оси
шва для различных скоростей сварки, в том числе и для непо¬
движного источника
тепла (пунктирная кри- УТтах
вая). Как видно из гра¬
фика, с увеличением
скорости сварки темпе¬
ратура перед источни¬
ком тепла резко пони¬
жается, а температура
позади источникатепла
повышается. Соответ¬
ственно с увеличением
скорости сварки шири-
нм зоны нагрева умень¬
шается.На рис. 19 приведены, по данным Рыкалина Н. Н. [9], изо¬
термы при сварке встык стальных листов толщиной 10 мм. Уве¬
личение скорости сварки v при сохранении тепловой мощности
спарочной дуги q приводит к уменьшению зоны нагрев»
(рис. 19, а, б). Наоборот, увеличение мощности q без изменение
скорости v (рис. 19, б, в) приводит к увеличению зоны нагрерл25/у‘ Л
/j\Vv^„•0 V,ч / /#»*—ffonpаВл.Vу*у№и . ‘ .2.5 20 1.5 1.0 0,5 0 0,5 1.0 if 2.02.5ГРис. 18. Изменение кривых распределения темпе-
ратуры по оси шва в зависимости от скорости
сварки.
Следует отметить, что изменение режима сварки (мощности?
«^скорости v). происходящее таким образом, чтобы количество
тепла, выделяемое на 1 пог. см шва, оставалось постоянным, не
обеспечивает одинаковых условий нагрева. На рис. 20 приведены
изотермы дая трех различных режимов сварки (по данным Н. Н.
Рыкалина [91), из которых видно, что несмотря на то, что,^ = const, т. е. количество тепла, выделяемое на 1 пог. см шва,остается постоянным при всех трех режимах, характер нагреваШ° 800°а)g-IBOOKOJf/cen
исм/сек11 |\j T~m- .-L4-.ri+r1 1-щ■Hf—маЫ+т-4:--£+Чсм-Чем-гвем -I23с:л ~•)6№9v*0,Усм/семд00° 1000* W0* ,£ Z/Й W, b.W 'Л 5* '/ 1 ■-23см 46 42 410 ЧемГ Ч см'•>Пгн -19 -12 -60 +2смРис. 19. Распределение температуры Рис. 20. Распределение температурыпри различных мощностях сварочной 			Ядуги и скоростях сварки.	'при постоянстве отношенияноразных значениях мощности свароч¬
ной дуги q н скорости сварки v.резко различен. С увеличением мощности q изотермы вытягива¬
ются, и зона разогрева, незначительно увеличиваясь по ширине,
резко возрастает по длине.При сварке малых толщин можно считать, что распределение
температур по толщине листов равномерно. При наплавке валика
на толстые листы температура нагрева изменяется и по толщине
листа для участков, расположенных вблизи от дуги. На рис. 21
приведено температурное поле предельного состояния нагрева
при наплавке валика на стальной лист толщиной 20 мм, из ко¬
торого видно, что неравномерность нагрева по толщине имеет
место на участке шириною около 6 см и длиною около 8 см. На
■остальной части листа распределение температур по толщине
практически равномерно.?б
Если бы источник тепла действовал непрерывно, то измене¬
ние температуры отдельных точек, расположенных на различных
расстояниях от источника тепла, изобразилось бы кривыми Ти
Г„ Т3 (рис. 22).Если по прошествии t0 секунд действие источника тепла пре¬
кратится, то изменение температуры в последующие моменты
времени определится, если предположить, что с момента вре-Рис. 21, Температурное поле толстого листа при {предельном 'со¬
стоянии нагрева подвижным источником тепла.мени tQ будуг одновременно действовать два источника тепл^
продолжает действовать первый источник и начнет действовать
второй, отрицательный, источник тепла, равный по мощности пер¬
вому, но обратного знака. Изменение температур от одного вто¬
рого источника тепла изобразится такими же кривыми Ти Тг, Тг,
как и от первого источника, начало которых будет смещено от
начала трех кривых от первого источника тепла на t0 секунд.Действительные температуры при действии обоих источников
тепла представляют собою для каждого данного момента времени
сумму температур, создаваемых обоими источниками тепла (изо*
Сражены пунктиром на рис. 22).27
Из приведенных кривых видно, что точки, достаточно удален¬
ные от источника тепла (кривые Т3), после прекращения дей-Рис. 22. Определение температуры точек в процессе
остывании пластины, нагревавшейся неподвижным
источником тепла.ствия источника тепла еще продолжают нагреваться, и лишь
через некоторый промежуток времени после окончания сварки
температура их начинает понижаться.7.	Определение температуры нагрева'при сваркеЧисленное значение температур при различных условиях
сварки и наплавки может быть определено с помощью приведен¬
ных ниже формул, основанных на работах Н. Н. Рыкалина [7],
[8], [9], в которых приняты следующие обозначения:/ и U—сила тока и напряжение в сварочной цепи а и Ь;т)—коэфициент использования тепла электрической дуги;
й — толщина полосы, см\ Лу — скорость движения ист|1ника тепла (дуги), ел/сек.;R= Vxj+yi+z'i, или Tj == V х\+у\—расстояние точки от источ¬
ника тепла, см;хи У\ и zr прямоугольные координаты точки а подвижной
системе координат, начало • которой совпадает
с положением источника тепла (рис. 23);28
К0 (р) — функция Бесселя нулевого порядка второго рода от
мнимого аргумента;Т—температура, °С;
е —основание натуральных логарифмов;а= ----—коэфициент температуропроводности;2аЬ = (Гу-5 — коэфициент темпер^туроотдачи;.	калк — коэфициент теплопроводности, сж.сск ".с—теплоемкость, «ал/г*°С;,	кала — коэфициент теплоотдачи,	,7 — удельный вес, г :см3.Для случая наплавки валика
на поверхность толстого листа
(полубесконечного тела) темпе¬
ратура любой точки при пре¬
дельном состоянии нагрева со¬
ставляетOcb шва-	0-и-Iт-=~мЖ'*'еРис. 23. Расположение координат¬
ных осей.При наплавке валика на
листы малой толщины или в слу¬
чае сварки их встык температура любой точки при предельном
состоянии нагрева определится из выраженияТ =0,24 -U-I
'2г. /. ■ оV* '*X'-K0(£Vvt-'-*abyТак как величина 4ab весьма мала по сравнению с v3, то
аргумент функции Бесселя можно принятьi!iVvJ+4ab-r2T-Для точек, достаточно удаленных от источника тепла (боль¬
шое г,), или в случае применения режимов с большими скоро¬
стями сварки (большое v) функция Бесселя может быть при¬
ближенно заменена следующим выражением:
Тогда для сварки встык тонких листов-г 0,24 -U lYa - v*-±. vrL
Т =	!	=.rb-=. 2 а 2 а .2-А-З y'Tt-v-r^При наплавке валика на кромку тонкого листа температура
любой точки составляетVX,0,24 -U-I	2 а лг /'t'-fi'lт=-мг^-е -Мэг)vr,или при >10VXx	V • Г|0,24• U• I-Vи ~ 2а	2ат= ■ , —_-=-теА ■ 0 У Л • 0 ■ Г|Для случая автоматической сварки мошной сварочной| дугой
с большой скоростью температура точек в различные моментывремени	может быть выражена при наплавке валика натолстые листы:+ »*!т	—в 2 тХ • v • I•	■q-g Aatпри сварке встык тонких листов:^ 0,24 -U-1		Т— 	;	— -Ъ'е СТ‘ ,Я'.v-l-^4vlc^tВ последних двух выражениях температура дается для точек,
расположенных на различных расстояниях у0 от оси шва в не¬
подвижном, нормальном к оси шва, сечении в различные моменты
времени, определяемые расстоянием хъ от рассматриваемого
сечения до положения дуги и скоростью движения дуги v.Для случая заварки малого отверстия в тонком листе, кото¬
рый представляет собою случай сосредоточенного нагрева не¬
подвижным источником тепла, выражение для температуры от¬
дельных точек (в состоянии предельного нагрева) выраэитсит 0,24 .Ц.1 „ (г1/7\Т=	’ К» VV а*’В первые моменты сварки, когда еще не достигнуто предель¬
ное состояние нагрева, температура 7неуст в отдельных точках
может быть получена путем умножения температуры Т в пре¬
дельном состоянии (определяемой по приведенным выше форму¬
лам) на переменную величину ф, меняющуюся от нуля до еди¬
ницы (последнее значение для предельного состояния нагрева):Т ='1 Т* исуст 7* л 1Величина множителя для различных условий сварки приве¬
дена в табл. 1 и 2.30
Таблица )'Коэфициент для плоского температурного полят0,20,51.02,05,07.010,015,00000000000,250,7100,5000,2400,02000000,500,8450,7200,5000,15000000,750,9050,8250,6800,3400.0050001.00,94о0,8800,7800,5000,0200001.50,9700,9450,8900,7300,1100,010002.00,9800,9700,9450,8550,3150,075002,50,9900,9800,9700,9200,5000,1950,01003,00,9930,9900,9830,9550,6650.3500,05004,00,9980,9940,9900,9850,8600.6400,2400,0055,01,00,9980,9950,9900,9500,8200,5000,0506.01.01.01,00,9950,9800,9200,7200,1907,01.01,01,01,00,9950,9600,8600,40510,01,01.01.01,01,01,00,9900,86513,01.01.01.01,01,01.01.00,990Vр=аГг1 — , tА аТаблица 2Коэфициент для пространственного температурного поляV тт00,10.20,5.,01.52,03,04,05,00000000000000,20,041.00,7930,5810,1240000000,40,161.00,9300,8520,5750,1220,0310,0030000,150,361,00.9720,9380,8060,5270,2680,1000,006000,80,641.00,9870.9730,9130,7610,5640,3640,0980,01201,01,001,00,9940,9900,9550,8690,7720,6280,3280.1120,0251.52,251,00,9990.9980,9950,9800,9680,9370.8440,6920,4932,04,001,01,01.01,00,9990,9980,9940.9830,9520.9002,56,551,01.01.01.01.01.01,00,9980,9970,9913,09,001,01,01,01.01.01.01.01.01,00,99931
Численные значения тепло-физических характеристик матери¬
ала меняются с изменением температуры. Однако в целях облег¬
чения расчетов можно принять некоторые сиедние величины,
примерно соответствующие значениям при 400°. Эти значения
для некоторых сталей и цветных металлов приведены в табл. 3.Таблица 3Расчетные значения тепло-физических характеристик материалаМатериал1с-Ткал \см* °С‘СЧАсм-сек. Ч'1 fl = -Lj сек.Малоуглеродистая сталь .1,14 ,0,0900,085Углеродистая ,1.14 !0,09 т-0,110,079—0,096Низколегированная .1,14 !0,08-: -0,09i 0,070—0,079Хромистая1.И0,06| 0,053Хромоникелеиая1.14 !0,04-0,060,035 т-0,053Алюминий0,Р5 '0,63i 1.00Медь краевая0,950,90| 0,95Значения коэфициента tj использования тепла сварочной дуги
могут быть приняты в соответствии сданными Н. Н. Рыкалина
{7, 8], а также Розенталя и Шмербера [10]:При наплавке на плоскость	т, = 0,55„ сварке встык	ч = 0,70. центральном нагреве	т, = 0,50Результаты расчетов относятся в основном к малоуглеро¬
дистой стали. В тех случаях, когда они касаются низколеги¬
рованной конструкционной стали, это особо оговаривается.
ГЛАВА IIМЕТОД ТЕОРЕТИЧЕСКОГО ОПРЕДЕЛЕНИЯ СВАРОЧНЫХ
ДЕФОРМАЦИЙ И НАПРЯЖЕНИЙ8. Определение деформаций и напряжений в неравномернонагретой полосеИз приведенных выше данных видно, что при сварке имел
место неравномерный нагрев деталей, резко сконцентрированный
в месте наложения шва. Поэтому для возможности определения
деформаций и напряжений при выполнении различного рода
сварочных работ необходимо установить метод определения де¬
формаций и напряжений полосы с неравномерным распределе¬
нием температуры, подвергающейся нагреву или находящейся
в процессе остывания. Первый из указанных случаев рассмотрен
в’настоящем параграфе.В случае неравномерного нагрева полосы можно для опре¬
деления деформаций и напряжений воспользоваться положениями,
полученными для случая равномерно нагретого стержня, если
рассматривать отдельные продольные волокна неравномерно на¬
гретой полосы, как равномерно нагретые стержни с ограничен¬
ной свободой перемещения. Так, например, если для некоторого
сечения полосы распределение температуры по ширине полосы
может быть представлено кривой Т (рис. 24, а) то относитель¬
ные тепловые удлинения отдельных продольных волокон полосы
(если предположить их независимыми друг от друга) изобра¬
зятся кривой (рис. 24, б). Так как действительные деформации
каждого волокна зависят от деформации всех других волокон,
причем для деформаций полосы с достаточной для практики
точностью можно признать справедливой гипотезу плоских сече¬
ний, то действительные деформации изобразятся не кривой к,,
а прямой Д (рис. 24, б).Вследствие несовпадения кривой X и прямой Д в полосе воз¬
никнут напряжения, зависящие от разности между той деформа¬
цией которую имело бы данное волокно, если бы свобода
<'го удлинений ничем не была ограничена, и деформацией Ау,
которую получило данное волокно в действительности, т. е.оу = Е (Д, — ~ку) = Е • гу.Напряжения могут быть как сжимающие (при	так ирастягивающие (при Ьу>1у).II. О. Окерблом. 2381.	33
Если относительные деформации еу для любого волокна
меньше деформаций е5, соответствующих пределу текучести, то
во всех волокнах будут существовать только упругие деформа-
т оо	дни, и напряжения ау бу¬дут меньше at— предела
текучести.Если для некоторых во¬
локон еу по абсолютной
величине больше е^, то бу¬
дут существовать и упругие
деформации, равные ef, и
пластические деформацииеплуЧ£,НЕ,1 = 1ду — х,1 —1*,1 •В этом случае эпюра
напряжений в рассматривае¬
мом сечении полосы будет
иметь тот же вид, что и
эпюра упругих деформаций
(заштрихованная площадь
на рис. 24, б).В зависимости от вели¬
чины упругих и пластиче¬
ских деформаций вся ши¬
рина полосы может быть
разделена на четыре уча¬
стка. На участке от у3 до Л
(рис. 24, б) имеют место
только упругие деформа¬
ции, так какСоответственно напря¬
жения на этом участкезу — Е (Дд, XНа участке полосы от
Уг ДО уь, где температура
нагрева\ ‘
мацииными и равными *s и соответственно напряжения°..= £<е, = о,.Рис. 24. Распределение упругих и пласти¬
ческих деформаций в сечении неравно¬
мерно нагретой полосы.меньше 500°, но
> «V упругие дефор-
остаются постоян¬на этом участке, кроме упругих, имеют место и пластиче¬
ские деформации.34
На участке от ух до у,, где температура меняется от 500
до 600° имеют место и упругие и пластические деформации, при
этом напряжения равныoy=E-t's =*s>где — относительные деформации, соответствующие пределу
текучести при температуре того или иного волокна и меняю¬
щиеся от es (при Т = 500°) до 0 (при Т = 600°).Наконец, на участке от 0 до ylt где температура нагрева
выше 600°, имеют место только пластические деформации.При этом = так как о' = 0и 8^ = 0.Ввиду того, что в рассматриваемом сечении внешние силы не
приложены, что все внутренние силы должны находиться в рав¬
новесии, т. е. сумма- всех внутренних сил и сумма моментов
этих сил относительно любой точки должны быть равны нулю,
что равносильно выполнению следующих двух уравнений:Л	Л| оydy =* 0; jej^dy — 0.	(1)о	"Если в уравнения (1) подставить вместо ау их значения,
выраженные через е , то получим (после выполнения интегри¬
рования на участках Ух~*~Уг и уг-*-у3 следующие выражения:
j	л—-T*s (y2—yi)—*s (у«—л) +j (aj—°;Уз—	5"е, (у2 —У:) [л + \ (Уа-Л)]—фь — У 2) [у2 + 5 СУз — У*]++ ^y-^y)ydy = 0,	(2)1'.из которых могут быть определены три неизвестные величины
уя, А0 и АЛ, если добавить третье уравнение, непосредственно
вытекающее из рис. 24, б:Ars-X>3 = -e-	(20В тех случаях, когда эпюра распределения температуры не
содержит участков с температурой, превышающей 500°, эпюра
деформаций значительно упростится и будет иметь вид, пред¬
ставленный на рис. 25, а. Соответственно упростятся и выраже¬
ния (2), которые примут следующий вид:л—	у$ es -Ь j"(^j>~ ) dy ~ 0;.v,](by-\y)ydy = 0.	(2")у*Если при нагреве полосы не свыше 500° кривая распределе¬
ния температур будет достаточно пологой, так что нигде на всей
ширине полосы не появятся пластические деформации (рис. 25, б),
то выражения (2) напишутся в следующем виде:h	Лj (д, — К) йУ =	f (Aj — ху )УаУ = °- (2")о	оПри заданной функции *■=/Су)и имея ввиду, чтоА-к = До-^-^совместное решение двух уравнений (2") позволяет определить
две неизвестные величины Д0 и ДА, определяющие положение пря¬
мой А и величину упругих деформаций и напряжений.Рис. 25. Эпюры деформаций при нагреве полосы.Таким образом, если известно распределение температуры
в рассматриваемом сечении, то могут быть определены действи¬
тельные относительные деформации Д и кривизна С полосы в дан¬
ном сечении:q_ до — Дла также упругие деформации любого волокна и пластические
деформации, вызванные как температурой, так и механическими
воздействиями остальных волокон на данное.0. Определение деформаций и напряжений в процессе остывания
неравномерно нагретой полосыЕсли бы в процессе нагрева в полосе не возникли пластические
деформации, то после остывания полосы никаких остаточных
деформаций или остаточных напряжений в ней не было бы.
Определение временных деформаций и напряжений в процессе
остывания могло бы быть произведено в таком же порядке, как
и в процессе нагревания,
зб
Если в процессе нагрева
в полосе возникнут пластиче¬
ские деформации, они отра¬
зятся на всех последующих
деформациях отдельных воло¬
кон полосы при остывании
ггодобно тому, как это имело
место при равномерно нагре¬
том стержне.Если бы каждое волокно
имело возможность деформи¬
роваться при остывании, неза¬
висимо от других волокон,то
длина некоторого волокна ока¬
залась бы не* такой, какая
определяется его температу¬
рой, а отличающейся от нее
на величину пластических де¬
формаций, полученных этим
волокном в процессе нагрева.
Таким образом, если бы во¬
локна имели возможность де¬
формироваться независимо от
других волокон, то их дефор¬
мации изобразились бы кри¬
вой, ординаты которой могут
быть выражены .(рис. 26, ^за¬
висимостью^'у— \у+е1Му (3)гДе епя-у — пластические де¬
формации, полученные до рас¬
сматриваемого момента вре¬
мени (рис. 26, а) с учетом их
знака (в данном случае отри¬
цательного — сжатие).Так как волокна полосы не
могут деформироваться неза¬
висимо друг от друга, то
вместо деформаций Ъ.' волок¬
на получат относительные де¬
формации, определяемые пря¬
мой Д. Положение прямой Д
определится из выражений,
аналогичных выражениям (2),
» которые вместо должно
быть подставлено V.После того как определено
положение прямой Д, могут37
быть установлены и упругие деформации отдельных волокон
и пластическая деформация того волокна, которое в данный мо¬
мент времени достигло при остывании температуры 600э.Эта пластическая деформация (вместе с пластическими дефор¬
мациями соседних волокон, полученными до рассматриваемого
момента времени) сохранится за данным волокном до полного
его остывания, если в последующие моменты времени это во¬
локно не получит пластических деформаций обратного знака.
Так, например, волокно а (рис. 26, а) в момент достижения
им при остывании температуры 600° получило пластические де¬
формации сжатия равные —«£.В последующий момент времени (рис. 26, б) это волокно по¬
лучило пластические деформации растяжения Н-е^л* следова¬
тельно, остаточные деформации рассматриваемого волокна бу¬
дут равныРассматривая последовательно ряд моментов времени в про¬
цессе остывания, можно получить величину пластических дефор¬
маций отдельных волокон; суммируясь с предыдущими, они опре¬
делят те остаточные деформации полосы, которые будут иметь
место после ее полного остывания, когда все волокна полосы
приобретут свою первоначальную температуру.Порядок определения конечных остаточных деформаций и
напряжений в полосе после ее полного остывания остается та¬
ким же, как и для других моментов времени. Для момента пол¬
ного остывания кривая распределения температур и соответ¬
ственно кривая X. тепловых деформаций будут на всей ширине по¬
лосы иметь ординаты, равные нулю, т. е. кривые Т и X совме¬
стятся с осью у.Тепловые деформации отдельных волокон с учетом пласти¬
ческих деформаций, полученных ими в процессе остывания (пред¬
полагая их независимость от других волокон), изобразятся кри¬
вой Г, ординаты которой в соответствии с выражением (3), равны:—7У ““ * ПЛ • у *так как X,, =0.При этом епл. j,, как отмечалось выше, представляет собою
сумму пластических деформаций сжатия и растяжения, получен¬
ных н процессе всего остывання. Так как определение суммы
пластических деформаций сжатия и растяжения потребовало бы
рассмотрения очень большого числа последовательных моментов
остынанпя, то вместо суммы пластических деформаций сжатия
и растяжения можно ограничиться только наибольшей величи¬
ной пластической деформации сжатия, которая будет иметь
место н момент достижения отдельным волокном темпера¬
туры 600°.Тогда кривая Г представится в виде, приведенном на
рис. 26, в.38
^Действительные деформации ’отдельных волокон определятся
прямой Д', положение которой может быть установлено с по¬
мощью выражений, аналогичных выражениям (2").Как видно из рис. 26, в, отельные волокна, помимо пласти¬
ческих деформаций сжатия (— епл), получили и пластические де¬
формации растяжения ( + 8ПЛ). так что, если такому волокну предо¬
ставить возможность деформироваться независимо от других,
то оно укоротится не на величину (— епл), а лишь на величину:е пл == ^пл ~I-®п.ТОднако необходимо иметь в виду, что пластические дефор¬
мации растяжения произошли не в последний момент времени,
а постепенно накапливались в процессе всего остывания. Если
представить себе весь процесс возникновения и развития дефор¬
маций какого-либо волокна при нагреве и остывании, то он мо¬
жет быть изображен кривыми, аналогичными представленным
на рис. 13 для случая равномерного нагревания и остывания
стержня.10.	Методика вычисления действительных деформаций
при неравномерном распределении температурыИз приведенных данных видно, что наиболее сушествеиной
операцией при определении деформаций и напряжений как в про¬
цессе нагрева, так и в про¬
цессе остывания является на¬
хождение положения прямой
действительных деформаций
отдельных волокон полосы при
заданных тепловых деформа¬
циях X, определяемых в пред¬
положении возможности неза¬
висимого изменения своей
длины каждым волокном по¬
лосы.Для упрощения определе¬
ния положения прямых Д при
.пданных кривых X или X'
можно использовать график,
представленный на рис. 27.Основанием для построения
графика послужили следую¬
щие соображения.В случае, когда разность
]Ду — Х^| или |Ду—Х^| нигде не
превышает |e, J (рис. 25, б),
ур-ния (2") для определения положения прямой ДЛ	Аf (Ау —Ч:) аУ = 0и J (Ду — К) ydy = 0Рис. 27. График для определения
положения прямой 4.39
могут быть переписаны в следующем виде:j dy — j" by dyОиh h
j'\v ydy= [byydy.a	"oИз последних равенств следует, что площадь F, ограничен-hная прямой Д (F = §Aydy), и момент М этой площади относи-0Лтельно точки О (М= С Ayydy} соответственно равны площади Ф,*оАограниченной кривой X (ф = jx^dTy) и моменту 2)? этой площадиоА(ЯЛ = j \yydy). Так как площадь кривой X и момент этой пло-0щади легко могут быть вычислены (кривая X задана), то положе¬
ние прямой Д можно определить по площади F = Ф и по мо¬
менту М — Ш.Действительно, если ординаты прямой Д в крайних точках
равны Д0 и Дл (см. схему на рис. 27), причемД„ = а'-Д0,то площадь, ограниченная прямой Д, может быть выражена сле¬
дующим образом:Л^ = 1±^.А.Д0 = К.А.Д0,огг	1 -f-afгде К = —j- •Положение центра тяжести этой площади относительно точки О
определится расстоянием z, которое равноЛf byydy	М _ Ъ	_ Л 1 + 2а'Z— f — h	~~ 3 + „•jXrfy0и,	следовательно,г _ 1 1 -(-2а'Л 3 ■ 1 -|- а' "Таким образом и величина К и величина ^ зависят от а'. На
графике рис. 27 для удобства пользования представлена зави¬
симость а' и К отп40
Величины Д0 и ДЛ, определяющие положение прямой Д, могут
быть найдены следующим образом.По заданной кривой X вычисляются Ф и и определяется
Ш	г	„ .величина z = -^- и отношение у, справедливое и для прямой &-(так как Ф — F и 2К = М). По графику на рис. 27 определяются
величины а' и К.Учитывая, чтоF = K-h-\,находимд _ F 	 ФK-h ~ K-h ’после чегоК = « Не¬
подобным же образом может быть определено положение
прямой и в случае, представленном на рис. 24, б.Если задаться значением у3, то из уравнений (2) можно опре¬
делить площадь Fhyj ограниченную прямой Д на участке _у8-*-Лт
и момент этой площади Мн,У аF *J. =f'r,+ т *. (2Л — у* —УгУ’= 9Я;, + -S (Зу|—.1-1 -у}После определения Т7* и Мну находится величина<Г 	 _ > *Так как на графике рис. 27 г означает расстояние центра*
тяжести площади, ограниченной прямой Дот начальной точки пря¬
мой, для которой Aj, = A0, a h равно полной ширине участка,,
ограниченного прямой Д, то враесмафиваемомслучае при сдви¬
нутом относительно начата координат участке, ограниченном*прямой Д, вместо-^-, следует принятьг— Уз
Л-Уз ’что позволит, пользуясь графиком, определить Дл.ф* -L. } е, (2л~Уя ->’l)	Если оказывается равной Д^,, = Х>а—es, как того требуег
уравнение (2'), тодл = а'-д>,Ду,- л*41
Если Дуа не удовлетворяет уравнению (2'), то необходимо
задаться другим значением у3 и повторить весь подсчет. Обычнопосле двух-трех попыток находится
правильное значение у3, а следова¬
тельно, и положение прямой Д.11.	Определение деформаций
и напряжений в некоторых особых
случаяхПрименяемый выше метод опреде¬
ления деформаций и напряжений сво¬
бодной полосы может быть исполь¬
зован и в тех случаях, когда полоса
закреплена или имеет большую тол¬
щину.Так, например, если ограничить
деформации полосы соответствую¬
щими закреплениями, лишив ее воз¬
можности изгибаться и допуская лишь
продольные деформации, то прямая Д
займет горизонтальное положение.
Это означает, что относительное удли¬
нение волокон остается одинаковым
на всей ширине полосы. В случае,
когда температура нагрева полосы
нигде по ширине не превышает 500°,
эпюра относительных деформаций бу¬
дет иметь вид, изображенный на
рис. 28, а. В этом случае положение
прямой Д определяется только одним
условием, а именно: соблюдением ра¬
венства нулю суммы всех внутренних
сил. То, что при этом внутренние силы
будут создавать момент, не имеет
значения, так как он будет воспринят
закреплениями полосы.В том случае, когда нагрев в не¬
которой зоне достигает температур,
превышающих 600°, эпюра относи¬
тельных деформаций будет иметь
вид, представленный на рис. 28, 6.
В этом случае в зоне, нагретой
свыше 60)°, упругие деформации су¬
ществовать не будут,
определится из следующего равенства:ЛРис. 28. Определение деформа¬
ций неравномерно нагретой за¬
крепленной полосы.Положение прямой А—	е, (Уз —Уг)	V 0'= — Л) -4- J — >0 dy = о,
откуда после преобразования получимд = Т^Г [тг* ~у* —-Vi) + JУмСоответственно при остывании эпюра деформаций предста¬
вится в виде, приведенном ва рис. 28, в.В тех случаях, когда имеет место неравномерный нагрев не
только по ширине, но и по толщине полосы (например наплавка
валика на часть кромки толстого листа), может оказаться, что
область температур, превышающих 600° (область пластического
состояния металла), будет занимать лишь часть толщины листа,
тогда как остальная часть толщины будет находиться в упругомРис. 29. Схема для определения деформаций толстой полосы при наплавкена кромку.состоянии. Если распределение температуры по толщине листа
имеет вид, приведенный на рис. 29, а, то можно мысленно раз¬
делить рассматриваемый лист на два более тонких листа тол¬
щиною 8j и 82 и принять в каждом из них равномерное распреде¬
ление температуры по толщине.Распределение температуры по ширине каждого из двух рас¬
сматриваемых листов может быть представлено кривыми, пока-
япнными на рис. 29, бив. Соответственно представленным кри-1
мим распределения температур могут быть построены кривые
относительных удлинений отдельных волокон обоих листов
и предположении независимости удлинений каждого волокна от
других волокон. Характер распределений относительных тепло-
иых удлинений X, и Х2 обоих рассматриваемых листов предста-
илсн на рис. 30.Так как влияние, оказываемое отдельными волокнами друг
ни друга, приводит к линейному распределению относительных
действительных деформаций, а взаимная связь обоих листов —43
к общности действительных деформаций, то действительные де¬
формации обоих листов изобразятся прямой Д, справедливой
как для листа 8,, так и для листа толщиною 32.Положение прямой Д определится из условия, что сумма всех
внутренних сил в обоих листах должна равняться нулю, и сумма
моментов этих сил относительно любой точки так же должна
быть равна нулю.Рис. 30. Относительные деформации толстых полос.В случае, представленном на рис. 30, основные условия рав¬
новесия могут быть написаны в следующем виде:81J (\ — ) dy 4- ~ es (у2 — у,) \ + е, (уа - уг) 5, +У> h+ \{by — K)dy = 0;*0Л81 j (\ - \)ydy + -у г, (Уз —у1) [у, + (Уг —уМ 8, +
у,4- (Уя —Уд \уг + у- (Уз —У2) ] 8, +л+ \f (by—Ky)ydy = 0.(4)Дополнительным является условие:ДЛ +	^ IV(5)44
Если обозначить:А|4,«Гу-/»;	$S.,dy = F';. ;о	V,Л	Лj	;	j. byydy =O	vaft	A' I Mv=4,!	=v,	о|x, yrfy = SD!« ;V,	'	0|-e, CV2— J'i )=/i ;	e,Cy4— ^2 )=“/a;x8, (У2 — л ) [Jfi + 4 O'* —yi)] = «»;«хСУз —^2 ) ^2 -f-2- (^8 — J'z) J = m2 , eто после некоторых преобразований получим*.^ + ^ = ф^+ф*о-л-/2; .Sj м* +82 И4* = 9Й* + ЭД* — mi — /п2 . I <6)У а 1	и	1 -*0	'С другой стороны, левые части приведенных уравнений можно
выразить в следующем виде:81^ + 82П = 4'До|[8*(А+3'з)-?1=1^ + 52А]3 ++ s1i^)- + M };8,	М\% + 32М* = J- Д0 {[S. (А -Л) 2 (А +Л + |) ++ 2 62 А- ]« + 3, (Л -у,) (А -^з - + М2 } •Из условия равенства левых частей уравнений (£) и только
что приведенных получим для Д0 следующие выражения:2	(ф,у + Ф'' — Л — /а)Д _ 	 * Ч)	;	(7)[Л -~^(Л+Л) + М]°+^—+ ’д 		бри,*1 + аж* -Ml-^	[si^X-(^ + *V3-f у^) + 82Л2 j 22 + S (Л- + -ъ1 +М’)
Из совместного решения обоих уравнений для Д0, обозначаяф;,, + ф4 -и-и-и+	М.-[Ml.	(8)получаем6 [М]f»ал] -2[f][5l	+ hys - 2у2) + м2] ^-	4 [f](А> + АЛ +_у2) + 82 дз |_ б [К] Л^в (А+л) +#j А jЗадаваясь значениями у3 и вычисляя величины [F] и [М], поль¬
зуясь уравнениями (8), из выражения (9) определяем величину в',
после чего могут быть определены величины Д0 [из уравнения (7)
или (7')] и ДА = а.'Д0.Зная величины Д0 и ДА, определяем величину ДЛ и проверяем,
удовлетворяется ли уравнение (5). Если уравнение (5) не удо¬
влетворяется, то, задаваясь новым значением ys, повторяем рас¬
чет в прежнем порядке.Когда положение прямой определено, то становятся извест¬
ными для данного момента времени и общие деформации (кри¬
визна} полосы и местные относительные деформации и напря¬
жения в обеих частях (по толщине) рассматриваемой полосы.Определение деформаций и напряжений при последующем
остывании после наплавки может быть определено совершенно
таким же способом, как и в случае равномерного распределения
температуры по толщине листа.12.	Схема определения деформаций и напряжений, вызванных
структурными превращениямиРассмотренный выше метод теоретического определения
сварочных деформаций и напряжений может быть применен и
для определения деформаций и напряжений, вызываемых струк¬
турными превращениями.Рассмотренный выше процесс развития сварочных дефор¬
маций и напряжений был установлен в предположении отсут¬
ствия каких-либо изменений структуры основного материала при
нагревании и остывании во время сварки. В действительности
при тех температурах, которые имеют место при сварке, проис¬
ходят структурные превращения в стали, сопровождающиеся
объемными изменениями. Поэтому в свариваемых деталях могут
возникнуть не только тепловые, но и структурные напряжения.Схема возникновения деформаций и напряжений, вызванных
структурными превращениями, может быть представлена в сле¬
дующем виде. При сварке стали часть сечения нагревается до
весьма высоких температур, превышающих температуру
точки А ся, в то время как остальная часть металла нагревается до
более низких температур.Изменение объема или линейных размеров отдельных воло¬
кон, нагревавшихся ниже точки Лс8> происходит в зависимости
46
от температуры нагрева и остывания, причем эта зависимость-
между деформациями и температурой близка к линейной и
остается одинаковой как для нагрева, так и для остывания..
Изменение объема или линейных размеров волокон, нагревав¬
шихся выше точки Ас„ происходит по более сложному закону.
На рис. 31, а приведен график объемных изменений 2, про¬
исходящих при нагреве и остывании стали в зоне, где темпе¬
ратура нагрева превосходила точку Ага.При нагреве до температур ниже точки Ас,, при которой
начинается образование аустенита, объем стали увеличивается
пропорционально температуре. При дальнейшем повышенииРис. 31. Относительные деформации А и объемные изменения Q при сваркелегированных сталей.температуры после достижения ею точки Асх объем начинает
уменьшаться до тех пор, пока не закончится образование аусте¬
нита. При дальнейшем повышении температуры объем вновь
увеличивается пропорционально повышению температуры. При
последующем остывании изменение объема происходит по кри¬
вой, отличной от кривой изменения объема при нагреве. Распад
аустенита и связанное с этим увеличение объема происходят
при температурах более низких, чем температура конца обра¬
зования аустенита. При малоуглеродистой стали распад аусте¬
нита происходит при температурах выше 600°, т. е. тогда, когда
основной металл находится в пластическом состоянии и не ока¬
зывает какого-либо сопротивления объемным изменениям. При
этом, очевидно, структурные превращения не вызовут в мало¬
углеродистой стали каких-либо напряжений. При низколеги¬47
рованной стали распад аустенита может начаться, в зависимости
от скорости остывания, при более низкой температуре с пере¬
ходом аустенита в мартенсит, образование которого связано
с резким увеличением объема. После окончания превращения
дальнейшее остывание приводит к пропорциональному темпе¬
ратуре изменению удельного объема.Образование мартенсита связано не только с большими
объемными изменениями, ограничение которых приводит к на¬
пряжениям, но и с изменением механических характеристик
металла. Так, мартенсит обладает весьма высоким пределом
упругости, достигающим в сталях, содержащих О,3°/0 углерода,
120 кг! мм2.В связи с указанным изменением для легированных сталей
зависимости между деформациями и температурой, кривые
^изменения относительных удлинений отдельных продольных во¬
локон, расположенных в различ¬
ных расстояниях у от шва, по¬
лучат несколько измененный вид.
На рис. 31, б сплошными ли¬
ниями показаны кривые относи¬
тельных тепловых удлинений X
для малоуглеродистой стали.
Волокна, нагревавшиеся ниже
точки Ас, (для рассматриваемого
случая—волокна, расположенные
на расстоянии y>ys), сохранят
кривые изменения относитель¬
ных тепловых деформаций и в
случае легированных сталей. Из¬
менения относительных дефор¬
маций волокон, расположенных
в расстоянии у<у3 с учетом де¬
формаций, вызываемых структур¬
ами превращениями, предста¬
вится кривыми, подобными изо¬
браженной пунктиром на рис. 31, б.Таким образом, график на рис. 31, б представляет собою
основные данные для определения деформаций и напряжений
с учетом структурных превращений. Остается в той же после¬
довательности, как и при обычной стали, построить кривые
относительных деформаций X для ряда поперечных сечений и
по ним определить положение прямых Д, учтя при этом, что
для мартенсита следует принимать изменение предела текучести о,
и соответствующих относительных удлинений в соответ¬
ствии с графиком, приведенным на рис. 32.Некоторые данные о влиянии структурных превращений на
деформации и напряжения при сварке приведены ниже, в гл. X.0,0 В б
Д305
O.OOU
0,003
0,002
С,0019,-W\ -л
\ ***-\ fiust. ,[ . \ ТУI \емпгиутуоа начале
' й рев ращений
Температура xomiq_ _превращениеРис. 32. Изменение величины дефор¬
маций, соитн,тсгвующш п. еде л у те¬
кучести мартенсита в зависимости
от температуры.
ГЛАВА IIIДЕФОРМАЦИИ И НАПРЯЖЕНИЯ ПРИ НАПЛАВКЕ ВАЛИКА
НА КРОМКУ ПОЛОСЫ13.	Определение деформаций и напряженийНаплавка валика на кромку полосы является тем случаем,
который имеет особо важное значение, так как к рассмотрению
деформаций и напряжений при наплавке валика на кромку
полосы, находящейся в тех или иных условиях, может быть
сведена в конечном счете задача определения деформаций и
напряжений для любых типов сварных соединений и кон¬
струкций.Температурное поле для некоторого частного случая наплавки
валика на кромку свободной полосы приведено на рис. 33, а на
рис. 34 даны значения относительных удлинений X для несколь¬
ких волокон.Для определения деформаций, направленных вдоль валика,
в процессе наплавки и последующего остывания может быть
использован приведенный в предыдущей главе метод.Поперечные деформации в рассматриваемом случае свобод¬
ной полосы в силу их незначительности не представляют инте¬
реса.Ввиду неизменности температурного поля при предельном
состоянии нагрева для установления характера изменения дефор¬
маций в некотором заданном сечении полосы в процессе на¬
плавки и остывания, вместо рассмотрения температурных кривых
в данном сечении для различных последовательных моментов
времени, можно рассматривать температурные кривые неподвиж¬
ного температурного поля для некоторых сечений, выбранны*
таким образом, чтобы они располагались на таких расстояниях
от сварочной дуги, какие в действительности были в интере¬
сующие нас моменты времени между дугой и заданным сече¬
нием.Так как в процессе остывания необходимо учитывать все те
пластические деформации, которые возникли в предшествующие
моменты времени, то рассмотрение деформаций следует вести,
начиная от сечений, находящихся перед дугой, последовательно
переходя к сечениям, расположенным позади дуги, где
шов уже выполнен В тех случаях, когда необходимо определитьН Н. О. ОксрГ|л<1м. ‘2381.	49.
(ГРис. 1,33. Распределение температуры при наплавке
валика на кромку полосы.Рис. 34. Относительные удлинения отдельных волокон при
наплавке валика на кромку полосы.
только остаточные деформации и напряжения можно исклю¬
чить из рассмотрения сечения, расположенные перед дугой и
в той части позади дуги, где происходит расширение зоны разо¬
грева до температур, превышающих 600°. Так как на конечные
деформации влияют только те пластические деформации, кото¬
рые имели место в момент достижения рассматриваемым волок¬
ном при остывании температуры 600°, то первым следует
рассматривать то сечение (или тот момент времени для задан¬
ного сечения), в котором одно из волокон впервые достигает
при остывании температуры 600°. Таким волокном, как это
видно из рис. 33, является волокно, ось которого касательна
к изотерме 600е. Расстояние этого волокна от кромки полосы
одновременно определяет ширину зоны, нагретой свыше 600°.
Таким образом, первым сечением позади дуги, деформации ко¬
торого отражаются на конечных результатах, является сечение
/—/, перпендикулярное оси шва и проходящее через
точку касания прямой, параллельной оси шва, с изотермой 600*
(рис. 33).Что касается выбора последующих сечений, то их надлежит
устанавливать так, чтобы возможно более полно охватить всю
зону нагрева. Для этого следует всю ширину зоны (расстояние
между кромкой полосы и касательной к изотерме 600° — .Упих^о*
на рис. 33) разбить на несколько равных частей и рассмотреть
деформации поперечных сечений II—И, III—III и т. д., прохо¬
дящих через точки пересечения пограничными волокнами изо¬
термы 600°, начиная от сечения, ближайшего к сечению I—/.
После того как будут определены деформации сечения, прохо¬
дящего через точку пересечения изотермы 600° с осью шва
(сечение V—V на рис. 33), сечения можно назначать реже.На рис. 35 приведены диаграммы относительных деформаций
для нескольких сечений, построенные в соответствии с указаниями
предыдущей главы. Из них видно, что при переходе от сечения
/—/ к последующим зона пластических деформаций расширяется,
но после некоторого сечения (III—III на рис. 35) дальнейший
рост и возникновение новых пластических деформаций сжатия
прекращаются. Сечение, в котором закончится рост пластических
деформаций, уже почти в полной мере определяет конечные
деформации полосы, а потому после этого сечения можно рас¬
смотреть очень небольшое число сечений.Все рассмотренные сечения дают возможность установить
изменение упругих и пластических деформаций во времени,
а также изменение общих деформаций полосы в данном сечении.
Однако конечные результаты для данного сечения могут быть
отнесены ко всем сечениям полосы, так как в процессе наплавки
каждое сечение проходит все те этапы нагрева и осты¬
вания,— возникновения и развития упругих и пластических де¬
формаций,— которые были установлены для одного сечения
(если рассматривать бесконечную полосу или исключить
из рассмотрения концевые участки полосы конечных разме¬
ров).
Рис. 35. Эпюры относительных деформаций для ряда последо¬
вательных сечений при наплавке валика на кромку полосы.
14.	Кривизна полосы при наплаше валика на кромкуДеформации полосы в процессе наплавки и остывания харак¬
теризуются прежде всего положением прямой А, которая опре-Ркс. 36. Изменение относительных деформаций Д0 и Д/, и
кривизны С при наплаокс валика на кромку полосы.деляет как действительные деформации полосы, так и упругие
и пластические деформации отдельных волокон.Положение прямой Д может быть опре¬
делено величиной относительных деформаций
каких-либо двух волокон, например двух край¬
них волокон. На рис. 36, а приведены кривые
изменения действительных деформаций До и \ ^
для крайних продольных волокон, построен¬
ные по данным графиков, аналогичных при¬
веденным на рис. 35.Деформации полосы в некотором сечении
в определенный момент времени могут быть
также охарактеризованы кривизной полосы
в этом сечении.Радиус кривизны р участка полосы длиною
с1х может быть выражен следующей формулой
(рис. 37):dx (1 + д(.)? =daРис. 37. Схеме опре¬
деления радиуса
кривизны.где—2—-— относительная деформация среднего волокна.Угол dy, образуемый двумя смежными сечениями, отстояв¬
шими до деформации на расстоянии dx друг от друга, равен:rfr Д0 — dxbh _ . Д0 - Дл
После подстановки выражений для Дс и для d<p в выражение
для радиуса кривизны, получимТак как выражение, стоящее в скобках, мало отличается от
единицы, то можно принятьи кривизну С полосы в рассматриваемом сечении считать рапнойТаким образом, кривизна полосы в данном сечении полно¬
стью определяется деформациями Л0 и ДЛ и шириной полосы А,
а следовательно, кривые изменения Д0 и Д,, позволяют построить
и кривую изменения кривизны полосы в различных сечениях, на-
хйдящихся на разных расстояниях х от дуги.Кривая изменения кривизны С в зависимости от расстояния
рассматриваемого сечения до дуги приведена на рис. 36, б.Из сопоставления кривых Д0 и ДЛ с кривой С следует, что
п то время как деформации отдельных волокон (например
Д0 и ДЛ) очень медленно приближаются к своему пределу,—до¬
стигая его в сечениях, весьма далеко отстоящих от сварочной
дуги, — кривизна С весьма быстро достигает своего предела.
Следовательно, деформации изгиба полосы в процессе сварки про¬
исходят на сравнительно небольшом участке вблизи дуги, тогда
как на отдаленных участках, хотя и происходят деформации
отдельных волокон, вызванные их остыванием, но равномерные,
не изменяющие кривизны полосы на этих участках.Кроме изменения кривизны полосы, в процессе наплавки
валика меняется и длина полосы. Изменение длины отдельных
волокон в процессе наплавки может быть определено на осно¬
вании тех же графиков, приведенных на рис. 35, или на осно¬
вании кривых Д0, ДЛ и С (рис. 36).Относительное удлинение любого волокна, находящегося
в расстоянии у от кромки, подвергавшейся наплавке, может
быть выражено в видеСледовательно, для некоторого момента времени, когда дуга
находится в расстоянии х — а от начала шва, полная длина
волокна составит:а) в процессе наплавки (рис. 39, а): •АС =L. = L (Д.+yCx)dx = L + Fl3 + vF ’ ;054
б) в процессе остывания (рис. 39, б):Ly — L-\- | (Д0х\-уСх) dx — L —iUЗдесь Fi —площади кривой Дс в пределах от сечения, располо¬
женного в расстоянии а перед дугой, до сечения,
расположенного позади дуги в расстоянии от точки О,указываемой индексом вверху F± ;оFc — площадь кривой С в тех же пределах.Длина отдельных волокон после полного остывания полосы
может быть выражена какLy = L( 1 + Д0прсд "Ь У Спреи),) де Допред. и Спред — предельные значения относительной дефор¬
мации Д0 и кривизны полосы С.Таким образом, пользуясь кривыми Д0, Дл и С, можно опре¬
делить все необходимые величины, характеризующие деформи¬
рованное и напряженное состояние полосы как в процессе на¬
плавки, так и после полного остывания полосы. В частности
могут быть установлены прогибы отдельных точек или линии
прогибов полосы в различные моменты времени, что имеет
весьма большое значение при решении вопросов, связанных
с деформациями и напряжениями сварных соединений.15.	Прогибы полосы в процессе наплавки и остыванияКак известно из курса сопротивления материалов, кривизна
н данном сечении может быть выражена следующим образом:г — Мх
х £1 ’где Мг—изгибающий момент в рассматриваемом сечении;Е — модуль упругости;/—момент инерции сечения.Из приведенного выражения следует, что кривую С можно
представить как кривую изменения изгибающих моментов по
длине полосы, все ординаты которой поделены на постоянную
величину EI. Тогда, используя эпюру С в качестве фиктивной
нагрузки, нетрудно получить прогиб полосы, различным образом
скрепленной, как момент от нагрузки эпюрой С.Применительно к рис. 38, а прогиб точки N относительно
точки А (считая точку А закрепленной и сечение тп не пово¬
рачивающимся) выразится следующим образом:/=-£>= £7f Мя(x-b) dx = j Сх (х — b) dx = Mr,i	»55
т. е. прсгиб точки N относительно точки Л равен моменту пло¬
щади кривой С на участке AN относительно точки N.Аналогично при наплавке валика на кромку полосы, сво¬
бодно лежащей на двух опорах, стрелка прогиба посредине про¬
лета (рис. 38, б) определится как
момент посредине пролета от за-
гружения балки эпюрой С. При
этом размещение эпюры С по про¬
лету производится таким образом,
чтобы абсцисса эпюры,соответствую¬
щая дуге,совпала с положением дуги
в рассматриваемый момент времени.Определение прогиба после
окончания сварки, как показало
сравнение теоретических и экспери¬
ментальных данных, может быть
приближенно произведено в пред¬
положении, что движение дуги про¬
должается и после наплавки на по¬
лосе. Тогда для определения изги¬
бающего момента от загрузки эпю¬
рой С учитывается только та часть
эпюры, которая располагается в пределах данной полосы (за¬
штрихованная часть эпюры С на рис. 39, б).Рис. 38. К определению прогибов
полосы, заделанной одним концом
и лежащей на двух опорах.1’ис. 39. Схема загружения полосы для определе¬
ния прогибов в процессе сварки и остывания.Пользуясь указанным способом, можно определить прогибы
любой точки на кромке полосы для различных моментов в про¬
цессе сварки и последующего остывания.5в
Применительно к схеме, приведенной на рис. 39, а, прогиб
любой точки полосы для момента времени, когда дуга на¬
ходится в расстоянии х — а от заделки, может быть выраженЛ = м< ~ мс ~г ~ (Fc - Рс~г) (* — z),где z — расстояние рассматриваемой точки от заделки;Fc, F'c~z—площади, ограниченные кривой С от точки О до
сечения, расположенного соответственно в расстоя¬
нии х и х — z от точкр О’;Мс,М'с~г — моменты тех же площадей относительно точки О'.Для некоторых частных значений расстояния z приведенная
формула дает:Рис. 40. Кривые прогибов конца и середины кромки полосы
в процессе наплавки и остывании.в случае, когда дуга находится в пределах длины полосы
для z = 0 f — 0;
для z = х fz — Мf;для z<*— приведенная выше формула остается без изме~
нений;для г>х	(z—x)\в случае, когда дуга находится за пределами рассматриваемой
полосы (*>/.):
для z = 0/г = 0;для z<L — приведенная выше формула остается без изме¬
нений;для z = L /г = л.* - MX~L— (/^ —F*' ‘)(Х — L).На рис. 40 приведены кривые изменения прогибов конца (Л )
и середины (fK) продольной кромки (противоположной той, на
которую производится наплавка) при двух различных направле¬
ниях движения сварочной дуги: от закрепленного конца полосы
к свободному (сплошные линии на рис. 40) и в обратном напра¬
влении (пунктир с точкой на рис. 40). Из приведенных кривых
видно, что в обоих случаях прогибы свободного конца полосы57
меняются в процессе сварки и последующего остывания не только
ло величине, но и по знаку. Положительный прогиб конца кромки,
имеющий место в начале сварки, переходит затем в отрицатель¬
ный прогиб, остающийся и после полного остывания полосы.Несмотря на различный характер изменения прогибов конца
(/к) и середины (/с) кромки полосы, в обоих случаях сварки
стрелка прогиба кромки, противоположной валику, изменяется
совершенно одинаково при обоих направлениях ведения дуги.
-Стрелка прогиба (/) по середине длины свободной продольной£,:с. 41. Липин прогибов полосы в про- Рис. 42. Линии прогибов полосы
цессе наплавки и остывания.	в процессе наплавки и остывания.кромки, если известны прогибы конца (/к ) и середины (/с) кромки,
может быть определена из выражения (см. схему на рис. 40):/ = 2 /к "Кривая изменения стрелки прогиба / в процессе наплавки
м остывания приведена на рис. 40, причем в случае вогнутой
кромки стрелка считается отрицательной, а при выпуклой — по¬
ложительной.Возможность определения прогиба любой точки полосы для
любого момента времени позволяет построить линии прогибов
полосы в различный момент времени в процессе наплавки и осты-
нання.№
На рис. 41 приведен вид искривленной оси полосы для не¬
скольких моментов, соответствующих различному расстоянию
луги от начала валика (различной длине наплавки). При малой
длине валика (х — 5 см) все ординаты линии прогибов положи¬
тельны. С увеличением длины валика (а' = 25 см) на части длины
полоса приобретает отрицательную кривизну, в связи с чем орди¬
наты линии прогибов у закрепленного конца становятся отрица¬
тельными. При длине валика х =45 см все ординаты линии про¬
гибов отрицательны, хотя кривизна по длине полосы меняет
свой знак: у закрепленного конца кривизна отрицательная, у
свободного конца — положительная. К моменту окончания сварки
(х = 50 см) отрицательные ординаты линии прогибов растут,
достигая своих предельных величин к моменту нолного остыва¬
ния полосы (х=оо). При этом кривизна полосы на всей длине
становится одного знака (отрицательная) постоянной величины,
равной Спр. Положение дуги в процессе сварки меняется не только
по горизонтали, но и по вертикали, отклоняясь от первоначаль¬
ной проектной оси наплавки в обе стороны. Действительная тра¬
ектория движения дуги приведена на рис. 41.При движении дуги от свободного конца к закрепленному иочти
в продолжение всей наплавки ординаты линии прогибов остаются
положительными, хотя кривизна полосы по длине ее и меняет
свой знак (рис. 42). Лишь после окончания наплавки ординаты
линии прогибов резко меняются и по величине и по знаку, при¬
чем при * — 70 см все ординаты становятся отрицательными,
равно как и кривизна по всей длине полосы. Траектория дуги
в данном случае представляет собою прямую, совпадающую с
первоначальной проектной осью наплавки.16.	Изменение напряжений в процессе наплавки
и остывания полосыО величине напряжений в каждый данный момент можно судить
по величине упругих деформаций соответствующих диаграмм
относительных деформаций, приводившихся ранее (рис. 35).
Сопоставляя данные об упругих деформациях отдельных волокон
для различных моментов времени в процессе наплавки и осты¬
вания, можно получить картину изменения напряжений в различ¬
ных частях сечения полосы. Однако, учитывая, что одни напря¬
жения еще не дают возможности судить о состоянии отдельных
частей сечения,и что более полное представление могут да+ь
кривые изменения как упругих, так и пластических деформаций
в отдельных точках селения, на рис. 43 и 44 приведены кривые
изменения относительных деформаций в продолжение всего про¬
цесса наплавки и остывания для крайних волокон двух различ¬
ных полос.На рис. 43 приведены кривые для полосы шириною А == 100 мм
при наплавке на ее кромку валика тем режимом, для кото¬
рого были приведены выше данные о распределении температуры
(рис. 33) и о деформациях полосы.5:<
Для построения кривых изменения деформаций по времени
из графика на рис. 34 взята кривая X для соответствующих во¬
локон, а из графика на рис. 36 — кривые Д0 и -V Сопоставление
этих кривых дает возможность установить характер измененийРис. 43. Изменение деформаций и напряжений в двух крайних
волокнах полосы шириною h = 100 мм в процессе наплавки
и остывания.относительных деформаций по времени. Построения для волокна А
(рис. 43, а и б) показывают характер развития пластических де¬
формаций сжатия, которые приводят к появлению упругих де¬
формаций сжатия при остывании. Построения для волокна Б по¬
казывают, что на протяжении всего процесса наплавки и остыва¬
ния в нем не возникают пластические деформации, хотя действи¬
тельные деформации достигают значительной величины (пре¬
во
восходящей ej. Напряжения в этом волокне изменяются и
величине и по знаку, но не достигают никогда предела теку¬
чести.Несколько иная картина развития деформаций и напряжений
в крайних волокнах имеет место при более широких полосах.Рис. 44. Изменение деформаций и напряжений в двух крайних
волокнах полосы шириною Л = 150 мм в процессе нашлавки и осты¬
вания.На рис. 44 приведены кривые изменения деформаций двух крайних
волокон полосы шириною h = 150 мм. Как видно из рис. 44, л и б.
в этом случае возникшие при нагреве пластические деформации
сжатия приводят к появлению при остывании упругих и пласти¬
ческих деформаций растяжения в волокне Л. Характер измененииhi
деформаций и напряжений вйлокна В остается таким же, как и
при более узкой полосе, с той лишь разницей, что установив¬
шееся напряженное состояние достигается позже, чем в более
узкой полосе (рис. 44, в и г).То обстоятельство, что напряжения достигают своего предель¬
ного значения значительно раньше, чем деформации, подтвер¬
ждает ранее отмеченное положение о том, что деформации, свя¬
занные с изгибом полосы, приходит к равновесному положению
к моменту выравнивания температур, после чего ни изменения
деформаций изгиба, ни изменения напряжений не происходит —
продолжаются лишь равномерные продольные деформации, свя¬
занные с остыванием полосы, которые длятся весьма значительное
время.Рис. 45. Два гипа эпюр конечных леформацин по попе
речному сечению полосы.В соответствии с различным характером развития деформа¬
ций и напряжений характер эпюры конечных деформаций и на¬
пряжений для двух рассмотренных ширин весьма различен.На рис. 45 приведены эпюры распределения действительных
упругих и пластических деформаций по ширине полосы для обоях
рассмотренных выше случаев.Полученные эпюры упругих деформаций являются одновре¬
менно и эпюрами напряжений. Как видно, при более узкой по¬
лосе имеет место сжатие на кромке под валиком, а при более
широкой полосе — растяжение. Наличие сжатия на кромке полосы
было отмечено автором еще в 1934 г. [1], причем в качестве объя¬
снения этого явления было выдвинуто предположение о более
быстром остывании наружных слоев валика и замедленном осты¬
вании внутренних слоев, вследствие чего наружные слои оказы¬
ваются сжатыми. Этого мнения в значительно более поздних ра¬
ботах придерживаются и проф. Николаев Г. А [11] и проф. Во¬
логдин В. П. [12]. Однако, как видно из приведенного, наличие
на кромке под валиком сжимающих или растягивающих напря¬
жений определяется размерами полосы и условиями развитияР2
деформаций в процессе нагрева и остывания. Ускоренное осты¬
вание наружных слоев по сравнению с внутренними может ока¬
зать лишь очень небольшое влияние.Ниже будут более полно отмечены условия, при которых
возможно появление сжатия на кромке под валиком.100 ммостыВшмеРис. 46. Влияние ширины полосы на
изменение стрелки прогиба в процессе
наплавки и остывания.17.	Влияние ширины полосы на сварочные деформациии напряженияВ предыдущем параграфе уже отмечалось влияние ширины по¬
лосы на характер развития деформаций и напряжений и на ве¬
личину и на эпюру конечных деформаций и напряжений. Не
менее заметно влияние ширины и на изменение стрелки прогиба
полосы в процессе наплавки и остывания. Как видно из рис. 46,
с увеличением ширины полосы j ,
уменьшается как конечная по- 1
ложительная стрелка прогиба, 1,5
так и отрицательная стрелка ^
прогиба.Как это следует из всего W
предыдущего, большую роль о
в развитии деформаций играет
величина пластических дефор¬
маций, полученных в момент ~1-0
достижения каждым отдель¬
ным волокном при остывании
температуры 600°.Изменение величины пла¬
стических деформаций сжатияв зависимости от ширины полосы показано на рис. 47, а, где при¬
ведены кривая X для сечения, в котором ширина зоны нагрева
свыше 600° достигает наибольшей величины (сечение 1—1 на
рис. 33). и прямые Д для полос шириною 50, 100 и 150 мм.
Из сравнения положения прямых Д видно, что с увеличением_
ширины полосы увеличиваются пластические деформации сжатия
(для волокна, расположенного в расстоянии у от кромки) и ши¬
рина зоны пластических деформаций, в то время как угол на¬
клона прямой & (кривизна полосы в рассматриваемом сечении>
уменьшается. Соответственно росту (с увеличением ширины по¬
лосы) пластических деформаций в момент начала остывани^
растут и конечные пластические деформации X' после полного
остывания. Однако неуклонный рост пластических деформаций
с увеличением ширины не приводит к монотонному уменьшению
кривизны (и уменьшению действительных деформаций). В начале,
при малых ширинах, увеличение ширины приводит к росту дей¬
ствительных деформаций и кривизны вследствие того, что пре¬
обладающее влияние оказывают резко увеличивающиеся пласти¬
ческие деформации сжатия, получаемые при нагреве. Затем с
увеличением ширины полосы рост пластических деформаций
замедляется, а жесткость полосы быстро растет и начинает ока-
зывать решающее значение, вследствие чего действительные де¬
формации и кривизна полосы уменьшаются.Характер изменения конечной кривизны в зависимости от ши¬
рины полосы представлен на рис. 47,6. В соответствии с кри¬
визной изменяются и действительные конечные относительные
деформации Д0 и ДА.Рис. 47. Изменение кривизны в зависимости от ширины
полосы.На рис. 48 приведены кривые изменения пластической де¬
формации сжатия, полученной при нагреве (кривая Хд), и дефор¬
маций для конечного состояния (кривая Д0). Все данные приве¬
дены для крайнего волокна. Пластические деформации сжатия,
появляющиеся в крайнем волокне, возрастают по мере увеличе¬
ния ширины полосы и достигают наибольшей возможной вели¬
чины | епл | ты = 0,0088. При этом действительные деформации Д0
изменяются в соответствии с изменением кривизны, т. е. сперва
04
увеличиваются, а затем уменьшаются с увеличением ширины п >
лоси. Упругие деформации и пропорциональные нм напряжения
(ри;. 48, о) при малых ширинах оказываются отрицательными
(сжатие), а затем уменьшаются, меняют свой знак на обратный
(растяжение) и, возрастая, достигают предела текучести растя¬
жения. Таким образом, пластические деформации растяжения,
происходящие при остывании, могут составить при широких
листах не более:8|1Д = J.0088 — 0,00114 = 0,00766.Рис. 48. Изменение деформаций и напряжений крайнего волокна
в зависимости от ширины полосы.3 то же время видно, что в крайнем волокне могут быть на¬
пр ижения сжатия лишь при весьма узких полосах. Обычно имеют
место напряжения растяжения и притом равные пределу теку¬
чести.Следует отметить, что все рассмотренные величины зависят
не только от ширины полосы, но и от режима наплавки, а по¬
этому установленные зависимости действительны для случая вы-г
полнгния наплавки на полосах разной ширины одним режимом.18.	Влияние длины и толщины полосыВыше, на рис. 40, были приведены кривые изменения прогибов
свободного конца полосы, закрепленной одним концом, при дви¬
жении дуги от закрепленного конца к свободному и при движе¬
нии в обратном направлении.При движении дуги от закрепленного конца к свободному
отрицательный прогиб конца полосы /к несколько больше, чем5	Н. О. Окерблом. 2381.65
1	при движении дуги от свободного конца к закрепленному. С уве¬
личением длины полосы разница в величине наибольшего отри¬
цательного прогиба будет увеличиваться, как это видно из сле¬
дующего.Нагрев некоторого участка кромки
у закрепленного конца, вызывая из¬
гиб полосы на этом участке, повер¬
нет свободный конец, остающийся не
нагретым (а поэтому прямолинейном)
_i на некоторый угол а (рис. 49, а).
При этом перемещение (прогиб) конца
полосы будет тем больше, чем длин¬
нее, при прочих равных условиях,
прямолинейная не нагретая часть по¬
лосы. Следовательно, с увеличением
длины полосы прогиб свободного ее
конца будет увеличиваться.При нагреве же некоторого уча¬
стка кромки у свободного коьца
(рис. 49, б) прогиб свободного конца
не зависит от общей длины полосы.
Как показывают расчеты, наиболь¬
ший положительный прогиб свобод¬
ного конца полосы увеличивается с у ве-
личением длины полосы лишь до некоторого предела, после чего
дальнейшее увеличение длины полосы не вызывает увеличения
положительного прогиба свободного ее конца. На рис. 50 при-а Гп |>^ JРис. 49. Прогибы при различ¬
ном направлении наплавки.Рис. 50. Прогибы конца полосы при Рис. 51. Изменение стрелки прогиба
различной ее длине при наплавке от свободной кромки полосы при раз-
свободного конца к закрепленному.	личной ее длине.ведены кривые изменения прогиба свободного конца для полос
различной длины при движении дуги от свободного конца к
закрепленному. Из приведенных кривых видно, что наибольшей
величины отрицательный прогиб свободного конца достигает
при длине полосы около 60 см. Дальнейшее увеличение длины
полосы не изменяет величины наибольшею отрицательного
прогиба.
в«
Так как стрелка прогиба по середине длины свободной про¬
дольной кромки изменяется в процессе сварки вне зависимости
от направления движения дуги, то для обоих направлений на¬
плавки кривые изменения стрелки прогиба при различной длине
полосы будут иметь вид, приведенный на рис. 51. С увеличе¬
нием длины полосы отрицательная стрелка прогиба свободной
кромки увеличивается лишь до некоторых пределов, после чего
с дальнейшим увеличением длины полосы отрицательная стрелка
прогиба не изменяет своей наибольшей величины При режиме
наплавки, указанном на рис. 46, и при ширине полосы рав¬
ной 100 мм, наибольшей величины отрицательная стрелка про¬
гиба достигает при длине около 120 см; при более длинных
полосах наибольшая отрицательная стрелка прогиба остается
неизменной.Наиболее заметно изменяется с изменением длины конечная
положительная величина стрелки прогиба (рис. 51). Если конеч¬
ную предельную величину кривизны обозначить через Спр, то
для полосы длин мо L конечная величина положительной стрелки
прогиба выразится как/= Спр g ,т. е. величина конечной стрелки прогиба зависит от квадрата
длины.Что касается влияния толщины полосы на величину дефор¬
маций и напряжений, то, как следует из формул для определе¬
ния температуры при сварке, увеличение толщины уменьшает
температуру нагрева (если предполагать равномерное распреде¬
ление температуры по толщине); следовательно» влияние увели¬
чения толщины полосы на деформации равносильно уменьшенню
мощности сварочной дуги, влияние которой рассматривается
ниже.Если же учитывать неравномерность распределения темпера¬
туры по толщине и определение деформаций производить со
схеме, приведенной в § 11, то можно установить, что с увели¬
чением толщины общие деформации уменьшаются, а пластические
деформации сжатия (при нагреве) и растяжения (после остыва¬
ния) увеличиваются. При этом расположение валика посередине
толстой кромки, при прочих равных условиях, будет давать наи¬
меньшие деформации по сравнению с любым другим располо¬
жением валика.	г
ГЛАВА IVВЛИЯНИЕ РЕЖИМА И УСЛОВИЙ СВАРКИ НА СВАРОЧНЫЕ
ДЕФОРМАЦИИ И НАПРЯЖЕНИЯ19.	Характер деформаций при различных режимах наплавки
валика на кромку полосыВопрос о влиянии режима сварки на величину напряжений,
возникающих при сварке, и на размеры коробления сваренного
изделия является одним из тех вопросов, по которым, несмотря
на их исключительно важное значение для производства, до
сего времени нет установившегося мнения. Так, например,
проф. Хренов К. К. [13] указывает, что .чем больше тепла вво¬
дится в металл при сварке, тем больше получаются деформации".
К тому же выводу, казалось бы, приходит в реаультате своих
исследований и проф. Николаеб Г. А. [11], когда он заявляет,
что „величина деформаций резко падала при применении режимов
с пониженным калориметрическим эффектом*; однако он тут же
выяужден отметить, что .применение электродов большого диа¬
метра (режим №8) не вызвало увеличения деформаций по срав¬
нению с нормальным режимом*. Таким образом, увеличение диа¬
метра электрода до 11 мм, а силы тока до 450 а (как это имело
место при режиме № 8), несмотря на сильное повышение нагрева,
не вызвало увеличения деформаций, как того можно было ожидать,
придерживаясь мнения проф. Хреиова К. К. или толкуя выводы
проф. Николаева Г. А. о влиянии режимов с резко пониженным
калориметрическим эффектом (электроды диаметром 3 мм\ сила
тока /=125 а).Такое же разнообразие мнений и результатов исследований
имеется и по вопросу о влиянии режима сварки на величину
внутренних .усадочных" напряжений, усложненное еще отсут¬
ствием единообразия в понимании термина „внутренние” или „уса-
дочкые* напряжения. Так, например, Патон Е. О., Горбунов Б. Н.
и Берштейн Д. И. [14] считают, что малые усадочные напряжения
имеют место при сварке малыми силами тока, а большие уса¬
дочные напряжения — при сварке сильным током. В то же время
Боленрат [15] приходит к заключению, что при узких зонах ра¬
зогрева (т. е. при малых силах тока) .наибольшие напряжения...
больше, чем при широких зонах разогрева". К иному выводу«8
приходит Бюлер [16] на основании исследований, проведенных
им совместно с Ломан [17], утверждая, что .увеличение диаметра
электрода вызывает вне зависимости от основного материала
и типа электрода уменьшение усадочных напряжений, в той же
мере влияет и слишком высокая и слишком низкая сила
тока*.Можно было бы привести выводы еще целого ряда исследо¬
ваний (Стручкова А. Ф. [18], Розенталь и Цабрс [19] и др. ), ко
и приведенного достаточно для того, чтобы показать, сколь раз¬
нообразны, а в ряде случаев и прямо противоречивы мнения и
результаты различных исследований.Однако можно показать, что эти противоречия лишь кажу¬
щиеся. Надо учесть, что различные авторы применяли образцы
различных форм и размеров и исследовали различные, ипритом
сравнительно узкие, области сварочных режимов, что неизбежно
при экспериментальных мето¬
дах исследования, которые
только и применялись при
разрешении поставленных во¬
просов.Возможность использова¬
ния теоретического метода
определения деформаций по¬
зволила автору [20] более
широко исследовать влияние
различных факторов на дефор¬
мации при наплавке валика на
кромку полосы, так как при
этом условия сварки можно
было менять в столь широ¬
ких пределах, как это было
необходимо для установления действующих закономерностей.Влияние режима сварки на характер деформаций полосы в
процессе наплавки видно из кривых, представленных на рис. 52.
Приведенные три кривые вычислены для наплавки валика раз¬
личными силами тока, хотя и сильно отличающимися по своей
величине, но вызывающими, как это видно из рис. 52, примерно
одинаковые конечные стрелки прогиба.Однако в процессе сварки деформации в рассматриваемых
трех случаях существенно различны, главным образом по вели¬
чине отрицательных стрелок прогиба. С увеличением силы тока,
т. е. с увеличением нагрева, отрицательные стрелки прогиба
р,СТут, тогда как положительные изменяются незначительно.
Такое положение становится понятным, если рассмотреть эпюры
кривизны С для трех приведенных режимов наплавки. Эти
эпюры приведены на рис. 53, из которого видно, что большая
сила юка вызывает увеличенный участок положительной кри¬
визны (и по величине ординат и по длине участка).Для того чтобы установить причины, вызвавшие расхожде¬
ние между деформациями в процессе наплавки и конечными1= 10Оа
v=V 12 см/сех \ 1=15!>вмh-iODMM
1=500ммtMUV-Рис. 52. Изменение стрелки прогиба
полосы при различных режимах
наплавки на кромку.09
стрелками прогиба, следует проследить за изменением характера
деформаций полосы при наплавке валика различными режимами.Если при применении малой силы тока It или большой ско¬
рости сварки vt характер деформации в момент наибольшего
нагрева и в момент полного остывания после окончания сварки
может быть представлен графиками, приведенными на рис. 54, а,
то при выполнении наплавки более сильным током /2 или
с меньшей скоростью Dj ширина зоны нагрева 62 (рис. 54, б)
увеличится по сравнению с шириной д1 (рис. 54, а). При этом
действительные деформации в момент наибольшего нагрева
увеличатся, в связи с чем, соответственно, уменьшатся пласти¬
ческие деформации сжатия в2 (по сравнению с величиной е,(ь - 0. in т/сек ;L =300I -155 а ч
i -100 а
I= 77,6 а4Л -100 мм;
мм!\~U—	-1		 ,*.! //V х омт50В-2--и-SРис. 53. Кривые изменения кривизны С для полосы при различных режимахнаплавки па кромку.имевшей место в случае, изображенном на рис. 54, а). После
полного остывания ординаты кривой X' также уменьшатся* что,
однако, приведет к увеличению действительных деформаций и
увеличению кривизны полосы по сравнению со случаем, пред¬
ставленным на рис. 54, а.Характерной особенностью полученной эпюры конечных де¬
формаций (рис. 54, б) является наличие на кромке под валиком
почти нулевых напряжений при весьма сниженных (и по вели¬
чине, и по ширине зоны распространения) пластических дефор¬
мациях растяжения.Дальнейшее увеличение силы тока или уменьшение скорости
сварки и, следовательно, увеличение ширины зоны нагрева
приводит, как это видно из рис. 54, в, к дальнейшему уменьше¬
нию ординат кривой При этом начинают уменьшаться орди¬
наты прямой Д3 и конечная кривизна полосы. Напряжения под
валиком становятся сжимающими, а пластические деформации
растяжения приближаются к нулю.70
Характер эпюры конечных деформаций остается примерно
тем же и при дальнейшем увеличении ширины зоны нагрева
(за счет увеличения силы тока или уменьшения скорости сварки).
При этом кривизна полосы заметно уменьшается (рис. 54, г),
под валиком растут напряжения сжатия, остаточные пластиче¬
ские деформации растяжения отсутствуют.Рассмотренные эпюры конечных деформаций полосы с на¬
плавленным различными режимами валиком позволяют устано¬
вить закономерность изменения кривизны и напряженного со¬
стояния полосы в зависимости от режима сварки.20.	Влияние силы тока и скорости сварки на конечнуюкривизну полосыКак видно из эпюр, приведенных на рис. 54, увеличение силы
тока с /1 до /, или уменьшение скорости сварки с до v2 при¬
водит к увеличению конечной кривизны полосы, тогда как
дальнейший рост силы тока или уменьшение скорости вызывает
вновь уменьшение конечной кривизны полосы.Подсчеты, проведенные для наплавки валика на полосы раз¬
личной ширины токами различной силы при постоянной скорости
сварки, привели к зависимостям, изображенным на рис. 55.
Как видно из приведенных кривых, кривизна Спр для полос
любой ширины Л вначале увеличивается с увеличением силы
тока I (или мощности сварочной дуги U?). Достигнув максимума
при некотором критическом значении силы тока или мощности,
кривизна начинает с дальнейшим увеличением / или W умень¬
шаться, приближаясь к нулю при больших значениях / или W.
Как максимальное значение кривизны Спр, так и критическое
значение силы тока / или мощности W различны для полос раз¬
личной ширины. При этом с увеличением ширины полосы ма¬
ксимальное значение предельной кривизны уменьшается, а
критическое значение силы тока или мощности увеличи¬
вается.Аналогичный характер имеет зависимость конечной кривиз¬
ны Спр от скорости сварки (при постоянной силе тока). Пред¬
ставленные на рис. 56 кривые показывают, что с увеличением ско¬
рости конечная кривизна возрастает до некоторого предела,
после чего дальнейшее увеличение скорости вызывает умень¬
шение конечной кривизны. Критическая скорость, при которой
кривизна достигает своего максимального значения, и абсолют¬
ная величина максимума С„р тем больше, чем уже полоса.Здесь следует отметить, что кривые, приведенные на рис. 55
и 56, имеют практическое значение лишь в пределах некоторого
диапазона силы тока и скорости сварки, так как при слишком
малых силах тока, не меняя скорости сварки, нельзя обеспечить
необходимого качества наплавки, а слишком большие скорости
сварки могут оказаться недоступными для ручной сварки. Тем
не менее и за пределами практически применяемых сил свароч¬
ного тока и скорости сварки представленные кривые имеют72
существенное значение, давая представление и общей зависи-
мости конечных деформаций полосы от режима ^сварки и } аз-
меров полосы.Уже из приведенных данных видно, как легко* можно полу*
чить противоречивые результаты из эксперимента льных данных,Рис. 55. Зависимость предельной кри- Рис.оА. Зависимость предельной кри¬
визны от силы тока или мощности	визны от скорости сважи v.
дуги W.если эксперименты охватывают небольшой диапазон сил тока
или скоростей сварки. Действительно, если экспериментально
изучать характер изменения кривизны при изменении силы тока
в пределах от 100до 150а, c.^f/,■
то при образцах шириною
А=150 мм (рис.£5) можно
было бы сделать вывод,
что с увеличением силы
тока кривизна полосы ра¬
стет, тогда как исследо¬
вания влияния изменении
силы тока в тех же пре¬
делах, но при ширине
образцов h = 50 мм, при¬
вели бы к выводу, что
с увеличением силы тока
кривизна уменьшается.Изучение кривизны при
изменении силы тока в других пределах дали бы другие ре¬
зультаты. Таким образом, чтобы уловить действительный ха¬
рактер зависимости Кривизны полосы от силы тока, пришлось
бы провести очень большое количество экспериментов при раз¬
личных ширинах образцов.Обобщая результаты, представленные на рис. 55 и 56 для
какой-либо одной ширины полосы, можно получить серию кри¬
вых, показывающих изменение конечной кривизны полосы от
изменения силы тока и от изменения скорости сварки. Для
полосы шириною 100 мм такие кривые приведены на рис. 57.Рис. 57. Зависимость предельной кривизны
от силы тока и скорости сварки для полосы
шириною А — 100 мм.
Ту же зависимость пытались экспериментальным путем по¬
лучить Розенталь и Цабрс [19], измеряя стрелку прогиба полосы
шириною 90 мм при наплавке валика на продольную кромку
различными режимами (изменяющимися и по силе тока и по
скорости сварки). В результате ряда экспериментов были по¬
лучены точки (рис. 58), относящиеся к различным скоростям
наплавки (от 0,276 до 0,77 см!сек.). На основании этих данных
Розенталь и Цабрс установили линейную зависимость стрелки
прогиба от .мощности сварочной дуги, объединив все данные
в две группы: при скоростях от 0,3 до 0,5 см\сек. и при ско¬
рости 0,7 cmicck. При этом значительное число точек довольно
сильно отклонялось от проведенных прямых (рис. 58). Если жеРис. 58. Зависимость прогиба от мощ-, Рис. 59. Зависимость прогиба от мощ¬
ности дуги, по Розенталю и Цабрсу. ности дуги по экспериментальнымданным.объединить полученные экспериментальные точки плавными
кривыми, относящимися к одинаковым скоростям сварки рав¬
ным 0,3 см!сек., 0,48&и/сек. и 0,7 см!сек., то характер полученных
кривых (рис. 59) будет вполне отвечать кривым, приведенным
на рис. 57.Таким образом, экспериментальные данные Розенталя и
Цабрса полностью подтверждают установленную теоретическим
путем зависимость конечной кривизны полосы от силы тока и
скорости сварки. В то же время эти данные показывают, на¬
сколько опасно делать заключения и устанавливать общие за¬
висимости на основании голого эксперимента. Так, например,
если воспользоваться зависимостью Розенталя и Цабрса, то при
наплавке со скоростью 0,3 .и'сек. и при мощности около 6 кет.
электроэнергии можно ожидать прогиба полосы примерно в 1,6 мм,
тогда как в действительности прогиб будет около 0,9 мм, т. е.
почти вдвое меньше. При меньших скоростях сварки (какие
практически и имеют место при ручной сварке) расхождения
булут еще больше.ri одной из более поздних экспериментальных работ Шевер-
ницкий и Мамонов [21] пытаются связать деформации полосы
при наплавке валика на кромку с удельным расходом тепла
«а 1 пог. см шва. Уже из приведенных выше данных Рыкалина Н. Н.74
(рис. 20) с очевидностью следует, что такая попытка обречена
на неудачу, так как количество вводимого тепла еще не опре¬
деляет температуры нагрева. Кроме того, как видно из рис. 55,
увеличение количества тепла, вводимого на 1 пог. см шва (что
при v = const равносильно увеличению /), приводит к пропор¬
циональному увеличению прогибов(кривизны)лишь при относи¬
тельно широких полосах, каковые и применялись в исследова¬
ниях Шеверницкого и Мамонова. При узких полосах увеличение
количества тепла, вводимого на 1 пог. см шва может при тех
же режимах привести к уменьшению деформаций. Таким образом,
количество тепла, вводимое на 1 пог. см, шва, не может являться
сколько-нибудь общим критерием для оценки деформаций полосы.21.	Влияние режима сварки на характер и величину остаточныхнапряженийПользуясь приведенными выше эпюрами (рис. 54), можно
установить влияние режима сварки на напряжения, вызываемые
сваркой в любом волокне по- и
лосы. На рис. 60 приведены кг/см
кривые изменения напряже¬
ний' в крайнем продольном
волокне (противоположном
валику) полосы шириною
h = 100 мм. Характер этих кри¬
вых напоминает характер кри¬
вых изменения кривизны по¬
лосы, приведенных на рис. 57.Если же обратиться к иссле¬
дованиям Розенталя и Цабрса,
то они представили зависи¬
мость этих напряжений от мощ-т 150 гоо г аРис. 60. Зависимость напряжений на
свободной кромке от силы тока и ско¬
рости сварки.ностн дуги и скорости сварки в виде прямых, приведенныхнарис.61.
Однако, если экспериментальные точки, относящиеся к различ¬
ным скоростям сварки, соединить плавными кривыми (рис. 62),
то характер последних будет вполне соответствовать характеру
кривых (рис. 60). Таким образом, по Розенталю и Цабрс, на¬
пряжения непрерывно возрастают с увеличением мощности,
тогда как из кривых теоретических (рис. 60) и эксперименталь¬
ных (рис. 62) следует, что после достижения напряжениями
максимальной величины при некоторой критической силе тока
(или мощности) дальнейшее повышение силы тока приводит
к понижению напряжений. При этом наибольшая величина на¬
пряжений не превосходит предела текучееiи, а критическая
величина силы тока тем больше, чем больше скорость сварки.В экспериментальных исследованиях Розенталя и Цабрса
были определены напряжения и в волокнах под валиком. Однако
разбросанность экспериментальных точек (рис. 63) и отсутствие
какой-либо простой, бросающейся в глаза, закономерности не
позволили исследователям предложить какую-либо зависимость75
Рмс. O'. Зависимость напряжений’ на'
свободной кромке полосы от мощности’
дуги, по Розенталю и Цабрсу. 1 лнапряжений под валиком от режима наплавки и вызвали лишь
сомнение в правильности полученных ими экспериментальных
данных (точка, соответствующая !: на плавке со скоростью0,665 см/сек.).Однако, располагая тео¬
ретическими данными о рас¬
пределении конечных де¬
формаций и напряжений
(рис. 54), нетрудно уста¬
новить искомую зависи¬
мость напряжений под ва¬
ликом от режима сварки.
Как отмечалось выше, на¬
пряжения в том или ином
волокне определяются раз¬
ностью деформаций X’ и Д ,
если эта последняя не пре¬
вышает деформаций еЛ, со¬
ответствующих пределу те¬
кучести. Предполагая, что
разность V—Д' для волокна
под валиком представляет собою только упругие деформации,
пропорциональные им напряжения изобразились бы для различ¬
ных режимов сварки кривой ОАБВГ (рис. 64). Так как в дей¬
ствительности разность в
отдельных случаях зна¬
чительно превышает де¬
формации еЛ, то напряже¬
ния на участках, где
ординаты кривой ОАБВГ
превышают предел теку¬
чести, будут оставаться
постоянными, равными
пределу текучести <ss, в
связи с чем действитель¬
ная зависимость напря¬
жений под валиком от
силы сварочного тока
представится кривой
012Б34Г. С увеличением
скорости сварки напря¬
жения будут достигатьпредела текучести (при растяжении) при больших силах тока и
при более сильных токах переходить из растягивающих в сжи¬
мающие. Для очень больших скоростей сварки обычные силы
сварочного тока будут давать только первый участок 012 пред¬
ставленной выше зависимости.Если, учитывая полученный характер зависимости от режима
сварки напряжений под валиком, соединить экспериментальные
точки (полученные после вертикальной разрезки) соответетвую-хе/см"900W00Рис. 62. Зависимость напряжений от мощ¬
ности дуги по экспериментальным данным.76
щи ми ломаными линиями, то, как видно из рис. 65, полученная
теоретическим путем закономерность полностью подтверждается
экспериментальными данными, а точка, вызывавшая наибольшие
сомнения исследователей, расположится в полном соответствии
с установленной зависимостью. бИз приведенных на рис. 60
и 64 зависимостей видно,
что если напряжения на кром¬
ке, противоположной валику
(рис. 60), всегда остаются
одного знака и меняются от
режима сварки только по ве¬
личине, то напряжения под
валиком меняются и по вели¬
чине и по знаку. Таким обра¬
зов, могут существовать два
типа эпюр напряжений: при
малых силах тока или при
больших скоростях сварки,
т. е. при режимах, создаю¬
щих малую ширину зоны на-кг/&тато/л Л.о,т\/В.згз■П-эФ-О-т-~11tдаогя*|После горизонт.у—1— —
Г9,779 I |1 ! 1-yCfl/Qfт-велг-	Р1ертиУалЬОЗАСЗвЗ1.нвтРис. 63. Зависимость-1 ''напряжений
под валчком от мощности дуги, по
Розенталю и Цабрсу.грева, эпюра напряжений будет иметь растяжение под вали¬
ком; при больших силах тока или малых скоростях сварки,
т. е. при режимах, приводящих к относительно большой ширине
зоны нагрева, — эпюра напряжений будет иметь сжатие в волок¬
нах под валиком.При оценке этого или иного режима сварки, очевидно, сле¬
дует отдавать предпочтение режимам, приводящим ко второмутипу эпюры напряжений, так как
при первом типе эпюры большей
частью имеют место не только
упругие, но и пластические
деформации растяжения, т. е.
пластические свойства металла
частично оказываются исполь¬
зованными еще при изготовлении
изделия. Поэтому, говоря о влия-1/*1>,Ксм/сея
и*0,юсм/сен V
'j=0,l0ej>/ceirнии режима сварки на напря¬
жения, необходимо сравнить не
только величину напряжений
(пропорциональных упругим де
формациям), но и величину пла
стических деформаций растяже
ния, которые в большей мере
на работоспособности изделия
Так например, в случае выполнения сварки со скоростью, ко
торой соответствует кривая изменения напряжений 012Б34Г
(рис. 64) при силе тока в 50 а и при силе тока в 100 а напря¬
жения в волокне под валиком будут одинаковыми и равными
пределу текучести ot. Однако при выполнении сварки током77Рис. 64. Зависимость напряжений
нод валиком от силы тока и
скорости сварки по теоретическим
данным.чем напряжения, отражаются
в 50 а работоспособность полосы будет понижена по сравнению
со случаем сварки током в 100 а, так как в последнем случае
пластические деформации будут почти отсутствовать, тогда как
в первом случае они будут достигать значительной величины.
Если условно напряжения определять не по величине упругих
деформаций, а по суммарной величине упругих плюс пластиче¬
ских деформаций, то можно сказать, что в рассматриваемом случае
при сварке током в 50 а напряжения будут примерно в 3 раза
больше, чем при сварке током в 100 а. При таком условном пони¬
мании напряжений зависимость их от силы тока может быть выра¬
жена следующим образом: при изменении силы тока от нуля до не¬
которой критической величины напряжения растяжения растут,после чего, с дальнейшим уве¬
личением силы тока, напря¬
жения уменьшаются, дости¬
гают нуля и затем переходят
в напряжения сжатия. С уве¬
личением скорости сварки
критическая сила тока и сила
тока, соответствующая нуле¬
вым напряжениям, увеличи¬
ваются. Поэтому, рассматри¬
вая наибольшие силы тока до
критической его величины
(рис. 64), придется признать
справедливыми приведенные
в начале § 19 выводы
Патона Е. О. с сотрудниками;
рассматривая изменения силы тока от критического его значе¬
ния до соответствующего нулевым напряжениям, следует со¬
гласиться с Боленратом; наконец, рассматривая изменения на¬
пряжений при изменении силы тока в обе стороны от крити¬
ческого его значения, можно принять формулировку Бюлера,
согласно которой слишком высокая и слишком низкая силы тока
приводят к уменьшению усадочных напряжений. Таким образом,
все выводы, полученные при экспериментальных исследованиях,
укладываются в намеченную зависимость и являются ее част¬
ными значениями.22. Деформации и напряжения при заданном сечении
наплавляемого валикаВ рассмотренных выше зависимостях деформаций и напря¬
жений от режима сварки не учитывались размеры сечения на¬
плавляемого валика. В действительности, чтобы получить валик
требуемого сечения, нельзя произвольно менять и силу тока и
скорость сварки. Если задаться какой-то силой тока, то напла¬
вить валик нужных размеров можно будет лишь при вполне
определенной скорости сварки. Меняя силу тока, необходима
для сохранения определенных размеров валика соответственно
менять и скорость сварки.о ,<i/;m:т9323	hv:		г’~Тйе $\f.- \79\~'\	'.‘S''/Ж*УЛ t 2 3 V i 6 7 Я
ntmРис. 65. Зависимость напряжений под
валиком от мощности дуги по экспери¬
ментальным данным.78
Зависимость между сечением валика и режимом сварки можно
установить, исходя из следующих соображений [22].Если коэфициент наплавки для данных электродов при опре¬
деленном роде тока равен а„ г'а-ч, то вес наплавляемого в
одну секунду металла составитС другой стороны, вес валика сечением F (смг), наплавляемого
за одну секунду при скорости сварки v (см!сек.), может быть
выражен формулойгде т — вес 1 см5 наплавленного металла.Из условия равенства обоих выраженйй для веса наплавлен¬
ного металла получаемПриведенные выражения устанавливают взаимную связь между
силой тока или мощностью сварочной дуги, скоростью сварки,
сечением наплавляемого валика и коэфициентом наплавки. Так
как этот коэфициент зависит от рода тока и типа электродов,
то мощность W и скорость v будут также зависеть от этих
характеристик.Пользуясь приведенными здесь, а также рассмотренными
ранее зависимостями деформаций и напряжений от режима
сварки (рис. 57 и 64), можно определить величину напряжений
и конечную кривизну полосы при наплавке валика заданного
сечения, применяя различные режимы. Так например, для по¬
строения кривой изменения конечной кривизны в зависимости
от силы тока / (или мощности W) при выбранных размере ва¬
лика F и коэфициенте наплавки необходимо задаться рядом, зна¬
чений / и из выраженияопределить требуемую скорость сварки. Тогда для каждого зна¬
чения I и соответствующего значения v непосредственно из
графиков, аналогичных представленному на рис. 57, можно опре¬
делить конечную кривизну полосы Спр и по полученным значе-g=F-v-f,откудаилиан '3600 т ' F ‘СоответственноW=I-U=	F -vп..ИЯ||7) =			3600 г • иW36 UO -ГFТ70
пням Сяр^построить кривую, выражающую зависимость конечной
кривизны от силы тока при наплавке валика сечением F. Меняя
значения F, можно получить кривые зависимости конечной кри¬
визны для различных сечений наплавленного валика.На рис. 66 приведены кривые Спр — /(/, F), вычисленные для
полосы шириною 100 мм при а„ = 10,5 г\а-ч. Они показывают,что конечная кривизна весьмаV' //см-А = 100мм; <х = 10,$ г/о-v{*0.6 см1сильно зависит отсечения на¬
плавляемого валика, причем
эта зависимость при различ¬
ных режимах будет неодина¬
кова. Если при малых силах
тока кривизна уменьшается
с увеличением сечения валика,
то при больших силах тока
(например прй /=300 а на
рис. 66) она понижается с
уменьшением сечения валика.Изменение конечной кри¬
визны полосы для определен¬
ного сечения валика таково,
что при возрастании силы
тока кривизна вначале увеличивается, а затем, достигнув некото¬
рого максимума, начинает очень медленно уменьшаться. Таким
образом, чтобы заметно понизить кривизну при силах тока выше
критического (соответству-Рис. 66. Зависимость предельной кри¬
визны от сетепия валика и режима
сварки.ющего максимуму кривиз¬
ны), необходимо очень силь¬
но повышать силу тока, а
следовательно, и прямо
пропорциональную ей ско¬
рость сварки.Аналогично могут быть
построены кривые измене¬
ния напряжений в зависи¬
мости от силы тока (или
мощности) при наплавке ва¬
лика заданных размеров.На рис. 67 приведены
кривые изменения напряже¬
ний в волокнах под вали¬
ком, построенные для тех же
рис. 66. Как видно из рис
(f = 0,lкг/смгГ = 0,1смг; F =0.2смгШ\ж-ч—I а-• h = 100мм3S0
ц W *3?!Ч • г=0,5 смг10,5 г/а-Рис. 67. Зависимость напряжений под вл-
диком от размеров сечения валика и ре¬
жима сварки.данных, что и кривые на
67, при малом сечении валика
0,2 напряжения под ним остаются равными пре¬
делу текучести растяжения ири вс х рассматриваемых значениях
силы тока. При значительных Ж5 учениях валика (F=0,5 см2)
напряжения изменяются по величине и по знаку. Таким образом,
более благоприятными являются режимы, приводящие к напря¬
жениям, меньшим предела текучести растяжения, или к сжима¬
ющим напряжениям. Отсюда вытекает, что при малых сечениях80
валика наиболее целесообразны большие силы тока или при
средних силах тока — большие сечения валика. Следовательно,
чем больше сечение валика или чем ниже значение коэфициента
наплавки, тем легче, при более слабых токах, достигнуть благо¬
приятного напряженного состояния.ьпр!/с.5-Ц■jгР	013смг23.	Выбор рационального режима сваркиЗнание зависимостей конечной кривизны полосы и напряже¬
ний в ней от режима сварки, сечения валика, рода тока и типа
электродов позволяет в каждом отдельном случае выбрать наи¬
более рациональный ре¬
жим сварки. Им будет
такой режим, при кото¬
ром наплавляемый валик
заданного сечения нано¬
сится на полосу за крат¬
чайший промежуток вре¬
мени и вызывает при этом
минимальные напряжения
в полосе и наименьшую
конечную' ее кривизну.Очевидно, что требова¬
ния, предъявляемые к из¬
делию в отношении его.
конечной кривизны и
остаточных напряжений
в нем, будут зависеть от
назначения изделия и
условий его работы. По¬
этому допустимые пре¬
делы кривизны и напря¬
жений и относительное
значение их для данного
изделия должны быть
установлены в каждом
отдельном случае.Удовлетворить требо¬
ваниям, предъявляемым
к рациональному режиму
сварки, можно сравни¬
тельно легко, если опре¬
делены зависимости кривизны и напряжений от режима сварки и
сечения валика. На рис. 68 приведены графики, устанавливающие
взаимную связь между скоростью сварки, силой тока, диаметром
электрода, возникающими при этом напряжениями и конечной
кривизной полосы шириною в 100 мм. Графики составлены для
случая наплавки электродами, для которых а„ = 6,75 г/а-ч. Кроме
того, на них показана зависимость скорости сварки от силы
тока или мощности, а также дана дополнительная шкала диа-6	Н. О. Окерблом. 23S1.	81, 	2W нбтпРис. 6К. Зависимость между режимом сварки,
диаметром электрода, сечением валика, пре,
дельном кривизной полосы и напряжениями
в ней.
метров электрода, соответствующих различным силам тока.
Пользуясь этими графиками, можно выбрать режим сварки для
заданных условий.Предположим, »ito требуется наплавить валик сечением F==
= 0,2 см1 при помощи электродов диаметром 4 мм. Тогда, при наи¬
большем возможном для данного диаметра токе, конечнаякри-визна полосы составит Спр = 0,00044^, а остаточные напряже¬
ния под валиком будут равны о0= 1400 кг/'смК Если конечная
кривизна, соответствующая принятому режиму (/=175 а\ v =
=0,2 см!сек.), недопустимо велика, то для ее понижения, а следо¬
вательно, и для сокращения стрелки прогиба полосы f необхо¬
димо либо уменьшить силу тока, либо значительно ее увеличить.Так, для уменьшения кривизны до Спр = 0,0003 следовало быпонизить силу тока до /=80 а, а скорость сварки до т> = 0,1
сж/сек. Это привело бы напряжения под валиком к величине,
равной пределу текучести растяжения, и к пластическим дефор¬
мациям растяжений. Чтобы избегнуть напряженного состояния,
пришлось бы попытаться понизить конечную кривизну, увели¬
чивая силу тока. Однако, как показывают кривые (рис. 68), длядостижения той же кривизны Спр = 0,0003 — потребовалось бынастолько повысить силу тока и скорость сварки, что это было
бы возможно только при применении автоматов. Поэтому в рас¬
сматриваемом случае необходимо итти по одному из двух путей.
Первый путь — примириться с наличием пластических деформа¬
ций растяжения (которые при применении мягкой малоуглеро¬
дистой стали не снижают сколько-нибудь заметно выносливость
материала) и с пониженной производительностью сварки, так
как нужно переходить на электроды диаметром 3 мм. Другой
путь, — оставляя первоначально намеченный режим (/— 175 а\
г/= 0,2 с-и/'сек; dsn*=4MM),— принимать меры борьбы с коробле¬
нием, например предварительный обратный выгиб (условия его
рационального применения рассмотрены ниже). Попутно можно
отметить, что при наплавке валика сечением F—0,5 см'2 электро¬
дами йм = 4лл можно получить и весьма малые кривизну и
напряжения сжатии под валиком, но при пониженной скорости
сварки.Таким образом, приведенные на рис. 68 графики дают воз¬
можность не только выбрать режим, но и наметить меры, про¬
водимые в процессе сварки или после ее окончания.24.	Влияние закреплений полосы на деформации и напряжения,
вызываемые наплавкой валика различными режимамиВ целях установления влияния, оказываемого закреплением
на величину конечных деформаций и остаточных напряжений,
ниже приведены эпюры конечного напряженного и деформиро¬
ванного состояния полосы, на кромку которой валик иапла-82
влялся в то время, когда полоса находилась в закрепленном со¬
стоянии. При этом имелось в виду такое закрепление (накла¬
дываемое перед началом сварки и снимаемое после окончания
сварки и полного остывания), которое не допускало изгиба по¬
лосы, но при котором были возможны продольные деформации,
т. е. удлинение и укорочение полосы.На рис. 69 схематически представлены эпюры напряженного
и деформированного состояния, относящиеся к двум моментам
времени, а именно: к моменту наибольшего распространения тем¬
пературы в 600° по ширине полосы и к моменту полного осты¬
вания полосы после наплавки, причем для последнего момента
приведены две эпюры: до снятия закрепления и после снятии
закрепления.В отличие от деформаций свободной полосы, в случае за¬
крепления, как это указывалось выше (§ 11), вследствие невоз¬
можности изгиба все волокна будут вынуждены деформиро¬
ваться на одинаковую величину, и прямая действительных де¬
формаций в связи с этим будет не наклонна, как в случае на¬
плавки на свободную полосу, а горизонтальна (параллельна оси х),
как это показано на рис. 28, а. При этом для достижения
равновесия необходимо удовлетворить лишь одному условию:
сумма всех'внутренних сил (или сумма всех упругих деформа
ций) должна быть равна нулю. Появляющийся при этом момент
внутренних сил (не равный нулю в данном случае) будет воспри¬
нят закреплением.Для оценки влияния закрепления полосы при различных ре¬
жимах наплавки ниже приведены эпюры напряженного и дефор¬
мированного состояния для тех же случаев, которые были рас¬
смотрены для свободной полосы (рис. 54).При относительно слабом нагреве закрепленной полосы дей¬
ствительные деформации Д: (рис. 69, а) весьма малы, но зато
появляющиеся при этом пластические деформации е/ значи¬
тельно превышают пластические деформации имевшие место
в случае наплавки на свободную полосу (для сравнения дефор¬
мации, соответствующие случаю наплавки на свободную полосу,
приведены пунктиром). Соо1ветственно деформации X', после
полного остывания будут значительно больше при применении
закрепления по сравнению со случаем свободной полосы. Дей¬
ствительные деформации Дср1 до снятия закрепления приведены
на рис. 69, а. После снятия закрепления под действием момента
внутренних сил полоса изогнется и действительные деформации
определятся наклонной прямой Д': (рис. 69, а), положение кото¬
рой определится из условия, что момент всех внутренних сил
после изгиба полосы должен быть равен нулю. Таким образом,
ма эпюре напряженного и деформированного состояния после
снятия закрепления сумма площадей упругих деформаций равна
нулю и сумма моментов этих площадей относительно любой
точки тоже равна нулю. Как видно из рис. 69, а, изгиб поло; ы
после снятия закрепления(определяемый углом наклона прямой
Д',), значительно меньше, чем в случае наплавки на свободную
Л; Д • v; 1г?1, Я; 4 »ih>h АД vUthi 1:из<и2 f л \ J-w*A 600" \ Я Шс \ / BOO'- \ VAUРис. 69. Деформации закрепленной полосы при различных режимах наплавки валика на кремку.
полосу (соответствующие деформации У и Д' нанесены пункти¬
ром), тогда как оставшиеся пластические деформации растяже¬
ния значительно превосходят таковые в случае наплавки на
свободную полосу. Таким образом, в данном случае (при дан¬
ном режиме наплавки) применение закрепления привело к умень¬
шению коробления и к увеличению пластических деформаций
растяжения, т. е. к большему использованию пластических
свойств основного металла еще в процессе наплавки.При увеличении нагрева полосы (и уширении зоны нагрева),
вследствие увеличения силы тока или уменьшения скорости на¬
плавки, продольные деформации Д2 увеличиваются, но одновре¬
менно увеличивается и разница между величиной пластических
деформаций закрепленной и свободной полосы (рис. 69, б). Сред¬
ние конечные деформации до снятия закрепления Дср2 и конеч¬
ные деформации Л', после снятия закрепления увеличиваются
по сравнению с таковыми при более узкой зоне нагрева (рис. 69, а).
Конечная кривизна полосы при данном режиме наплавки в слу¬
чае применения закреплений также меньше таковой для сво¬
бодной полосы. Что же касается остаточных пластических де¬
формаций растяжения, то они при применении закреплений со¬
ставляют значительную величину, тогда как при наплавке на
свободную полосу пластических деформаций растяжения почти
не было. Таким образом, применение закреплений при данном
режиме сварки привело к увеличению пластических деформаций
растяжения.Дальнейшее повышение нлгрева (рис. 69, в) приводит к уве¬
личению продольных деформаций к увеличению разности
г3'— е3 и к увеличению предельной кривизны закрепленной по¬
лосы настолько, что конечная кривизна становится почти такой
же, какая была бы при наплавке на свободную полосу. Харак¬
терным для рассматриваемой степени нагрева является не только
наличие значительных пластических деформаций растяжения на
кромке у валика, но и возникновение пластических деформа¬
ций сжатия на противоположной кромке, т. е. там, где в ра¬
нее рассмотренных случаях пластические деформации не по¬
являлись.Пластические деформации сжатия растут с дальнейшим уве¬
личением нагрева (рис. 69, г), тогда как пластические деформа¬
ции растяжения у валика- уменьшаются и обращаются в нуль
при достаточно высоких степенях нагрева (т. е. достаточно
больших силах тока или достаточно малых скоростях сварки).
При режиме наплавки, соответствующем случаю, приведенному
на рис. 69, г, конечные деформации при наплавке на закрепленную
чолосу оказываются значительно превосходящими конечные де¬
формации свободной полосы. Таким образом, при данном ре¬
жиме наплавки закрепление не только не уменьшило коробле¬
ния, но даже увеличило его, создав при этом и некоторые пла¬
стические деформации растяжения и значительные пластические
деформации сжатия, отсутствующие при наплавке на свободную
полосу. Кроме того, средние продольные деформации ока¬85
зываются значител ьно превосходящими действительные дефор¬
мации при наплавке на свободную полосу.Таким образом, из приведенных схем напряженного и дефор¬
мированного состояния свободной и закрепленной полосы сле¬
дует, что закрепление детали перед наплавкой может уменьшить
коробление только в тех случаях, когда применяемый режим
наплавки создает относительно узкую зону нагрева, т. е. когда
отношение ширины зоны нагрева, к ширине полосы меньше0,15 (*/й<0,15.) При более
высоких режимах наплавки
(т. е. при */й > 0,15) закре¬
пление не только не умень¬
шает, но может даже уее-
личить коробление детали.
При этом, как нетрудно
заметить из приведенных
схем, уменьшение коробле¬
ния вследствие применения
закреплений имеет место
при тех режимах, которые
при наплавке на свободную
полосу создают эпюру ко¬
нечного напряженного со¬
стояния первого типа (с
упругими и пластическими
деформациями растяжения
на кромке у валика). При
тех режимах, которые при¬
водят свободную полосу ко
второму типу эпюры напря¬
женного состояния, коро¬
бление при применении
закреплений либо не умень¬
шается, либо даже увеличи¬
вается (рис. 70).Из приведенного непосредственно вытекает следующий
практический вывод: уменьшение коробления, применением
закрепления детали во время сваркч, может быть достигнуто при
таких размерах детали и режимах сварки, при которых ширина
зоны нагрева составляет не более 0,15 ширины детали, при этом
закрепление, вызывая повышенные пластические деформации
растяжения, неблагоприятно сказывается на материале изделия,
преждевременно используя его пластические свойства.Экспериментальные исследования Шеверницкого и Мамо¬
нова [‘21), проведенные на образцах такой ширины и такими режи¬
мами, что ширина зоны нагрева была более 0,15 ширины детали,
подтвердили сделанное выше заключение о влиянии закреплений
в случае широких зон нагрева. Однако общее утверждение
Шеверницкого и Мамонова о том, что „закрепление сваривае¬
мого стержня не уменьшает деформации изгиба" — неверно и86Рис. 70. Сравнение кривизны полосы раз¬
ной ширины при наплавках в свободном
и закрепленном состояниях.
объясняется тем, что в основу общего вывода положены резуль¬
таты экспериментов, проведенных на одном размере образцов
при использовании одного режима наплавки.25.	Влияние подогрева и охлажденияПодогрев свариваемых листов может применяться не только
при сварке конструкционных сталей, как средство борьбы со
структурными напряжениями, но и при сварке обычных малоугле¬
родистых сталей, как средство уменьшения сварочных дефор¬
мации и напряжений.Для установления влияния подогрева на сварочные деформа¬
ций и напряжения необходимо прежде всего уточнить характер
подогрева. Следует различать общий равномерный подогрев
свариваемых деталей и местный подогрев, обычно распростра¬
няющийся только на спариваемые кромки.Влияние общего подогрева скажется в том, что все точки
свариваемой детали будут при сварке иметь температуру более
высокую, нежели при спзрке без подогрева, на величину, равную
температуре подогрева. На рис. 71 приведены данные, относя¬
щиеся к случаю наплавки валика на кромку узкой (50-миллиме-
тровой) полосы при применении общего подогрева и подогрева
и закрепления.Сопоставляя деформации, получающиеся при наплавке без
подогрева (рис. 71, а), с деформациями при подогреве на 100°
(рис. 7], б), можно установить, что как в случае свободной по¬
лосы (пунктирные линии), так и з случае закрепленной полосы
подогрев приводит к уменьшению конечной кривизны более
значительному при свободной полосе и весьма малому — при
закрепленной. При этом пластические деформации сжатия (имею¬
щие место в момент наибольшего нагрева) как при свободной,
так и при закрепленной полосе уменьшаются, в связи с чем
почти пропадают и конечные пластические деформации растя¬
жения при закреплении, которые имеют место в случае наплавки
без подогрева.Более заметное влияние в смысле уменьшения конечной кри¬
визны и пластических деформаций оказывает подогрев на 200°
(рис. 71, в).Таким образом, в рассмотренном случае (50-миллиметровой
полосы) подогрев уменьшает конечные деформации и напряжения
тем в большей степени, чем выше температура подогрева.Если же проделать аналогичные подсчеты и построения для
100-миллиметровой полосы, то результат окажется несколько
иной. Если при выполнении наплавки на закрепленную полосу
тем же режимом, что и в предыдущем случае (Л = 50 мм), ко¬
нечная кривизна составляла Спр = 0,000295, то при применении
подогрева на 200° она возросла до Спр = 0,000328.Полученные результаты станут совершенно понятными, если
учесть, что действие подогрева можно рассматривать эквивалент¬
ным применению повышенных тепловых режимов сварки без87
подогрева. Тогда, пользуясь установленными выше зависимостями
деформаций от силы тока или мощности дуги (рис. 55), можно
приближенно оценить влияние подогрева. Действительно, если
подогрев применить при режимах ниже критического, т. е. при
таких режимах, когда дальнейшее увеличение силы тока или
уменьшение скорости сварки приводит к возрастанию деформа¬
ций,— подогрев вызовет увеличение конечных деформаций.
Если подогрев применить при режимах выше критического,
тогда он приведет к уменьшению конечных деформаций свобод¬
ной полосы.Рис. 71. Влияние подогрева на деформации полосы при наплавке валикана кромку.Применение закреплений, как было установлено выше, равно¬
сильно увеличению ширины полосы, а потому критический ре¬
жим для закрепленной полосы будет сдвинут в сторону более
высоких сил тока. Так что, если наплавку производить при кри¬
тической силе тока д ля свободной полосы, то подогрев понизит
конечные деформации свободной полосы, но повысит их для за¬
крепленной полосы.Приведенные выше примеры легко могут подтвердить сказан¬
ное. Режим, применявшийся для наплавки (/=155 a, v =
= 0,12 см/сек.) свободной 50- и 100-миллиметровой полосы,
является режимом выше критического (рис. 55), поэтому подогрев
свободной 50-миллиметровой полосы приведет к уменьшению
конечной кривизны тем большему, чем выше температура подо¬88
грева, что и было установлено на рассмотренном примере. Закре¬
пление 50-миллиметровой полосы как бы увеличило ее ширину,
доведя до 100 мм,. Но так как и для этой ширины принятый ре¬
жим выше критического, то и в случае закреплений подогрев
приведет к уменьшению конечных деформаций.В то же время закрепление 100-миллиметровой полосы равно¬
сильно увеличению ее ширины примерно до 200 мм, при которой
выбранный режим ниже критического и, следовательно, подогрев
должен привести к увеличению конечных деформаций.При местном подогреве его влияние будет зависеть от места
расположения и интенсивности дополнительного источника тепла.
Если бы распределение температуры от дополнительного источ¬
ника тепла было известно, то, суммируя вызываемый им нагрев
с нагревом от сварки,
можно было бы получить т	а)исходные данные для
определения деформаций
и напряжений тем же ме¬
тодом, который приме¬
нялся в ранеерассмотрен¬
ных случаях.Необходимо отметить,
что в целя^х уменьшения
остаточных деформаций
и напряжений следует, 01
применяя местный подо¬
грев, стремиться к такому
расположению дополни¬
тельного источника тепла,при котором распределение температуры по сечению, перпенди¬
кулярному к оси шва, было бы возможно более плавным и
приближалось к линейному. Исходя из этих соображений, неце¬
лесообразно вести подогрев свариваемых кромок, так как при
этом неравномерность подогрева только увеличится (рис. 72, а).
Наиболее целесообразно располагать дополнительный источник
тепла, отступя от кромки, с тем чтобы он выравнивал темпера¬
туру и приближал температурную кривую к прямой (рис. 72, б).Что касается влияния охлаждения свариваемых листов, то оно
проявляется двояко: путем прямого понижения температуры на¬
грева от сварки на величину общего охлаждения свариваемы*
листов (действие, обратное общему подогреву) и за счет со Да¬
ния более неравномерного распределения температуры с более
узкой зоной йагрева вследствие более интенсивной теплоотдачи
в окружающую среду. Последнее обстоятельство может Ьыть
вызвано ветром, увеличивающим теплоотдачу путем вынужден¬
ной конвекции, наличием на поверхности свариваемых листов
воды, снега или льда, на таяние и испарение которых тратится
значительное количество тепла.Таким образом, влияние низких температур, а также условий,
способствующих увеличенной теплоотдаче в окружающую средуРис. 72. Влияние места расположения допол¬
нительного источника тепла.
(сварка при ветре, при отсутствии защиты от атмосферных осад¬
ков и др.), может рассматриваться как применение пониженных
режимов сварки. Соответственно в тех случаях, когда, например,
сварка на морозе производится на режимах ниже критических,
можно ожидать пониженных конечных деформаций. При сварке
широких листов это и имеет место в действительности. При вы¬
полнении сварки на морозе режимами выше критических можно
ожидать повышенных конечных деформаций, что может иметь
место главным образом при сварке узких листов (рис. 55).Очевидно, что применение при сварке на морозе повышенных
сил тока и местного подогрева по схеме рис. 72, б может зна¬
чительно снизить пластические деформации растяжения, особенно
неприятные при низких температурах.Из приведенного видно, что, регулируя надлежащим образом
тепловой режим сварки и учитывая собственную жесткость сва¬
риваемых листов, а также наличие дополнительных закреплений,
можно иолучить желаемый конечный эффект от применения
сварки.Следует отметить, что регулирование теплового режима сварки
может быть осуществлено не только путем выбора надлежащего
режима сварки или применения подогрева, но и выбором надле¬
жащего метода наложения шва (сварка на проход одним или не¬
сколькими слоями, сварка участками, обратноступенчатая, от
•середины к краям и до.), о чем будет сказано ниже.
ГЛАВА VВЛИЯНИЕ НАЧАЛЬНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ И ПОСЛЕДУЮЩЕЙ
МЕХАНИЧЕСКОЙ ИЛИ ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ
НА СВАРОЧНЫЕ ДЕФОРМАЦИИ И НАПРЯЖЕНИЯ26.	Общая схема учета начальных напряженийПриведенные выше зависимости конечных сварочных дефор¬
маций и напряжений предполагали, что свариваемые листы перед
сваркой не имеют никаких начальных напряжений. В действитель¬
ности почти все детали, подвергающиеся сварке, имеют началь¬
ные напряжения большей или меньшей величины, получрнные
при тех или иных обстоятельствах. Поэтому возникает воп ос,
в какой мере начальное напряженное состояние отразится на ко¬
нечных остаточных деформациях и напряжениях?Начальное напряженное состояние может япиться результатом
предшествующих операций, которым подвергался материал, иду¬
щий на сварку. В основном операциями, вызывающими начальные
напряжения в свариваемых деталях, янляются: прокатка, пласти¬
ческая обработка (гнутье, вальцовка, штамповка), подготовка иод
сварку (обработка кромок с помощью газовой резки), терми¬
ческая обработка перед сваркой и, наконец, сварка, предшество¬
вавшая той, которая подлежит рассмотрению.Если бы начальные напряжения были получены только в ре¬
зультате механических воздействий, и таковыми же обусловли¬
вались остаточные напряжения от самого процесса сварки, то
конечное напряженное состояние можно было бы определить
как сумму начальных и сварочных напряжений (с учетом пла¬
стических деформаций). Но так как остаточные напряжения от
сварки обусловлены всегда и механическими и тепловыми воздей¬
ствиями, а начальные напряжения могут быть вызваны не толь¬
ко приложением внешних сил, то простое суммирование началь¬
ных и сварочных напряжений невозможно.Для учета начальных напряжений при определении деформа¬
ций и напряжений от сварки можно поступить следующим об¬
разом: при определении действительных деформаций Д, соответ¬
ствующих данному моменту времени, следует исходить не из
тепловых деформаций X (с поправкой на ранее полученные де¬
формации), а из суммы начальных упругих деформаций е„ (вы¬
численных по начальным напряжениям) и тепловых деформаций X,91
с соответствующими поправками. Такой метод можно применить,
если известна только эпюра начальных напряжений и не известна
эпюра начальных деформаций (упругих и пластических).Так как начального напряженного состояния не могло бы су¬
ществовать, если бы не произошли пластические деформации,
то наиболее целесообразно было бы установить те пластические
деформации, которые вызвали данное начальное напряженное
состояние. Если бы были известны те пластические деформации,
которые привели к начальному напряженному состоянию, то для
определения конечных сварочных деформаций можно было бы
полностью использовать изложенный выше метод теоретического
определения сварочных деформаций и напряжений. Действи¬
тельно, в этом случае нужно было бы в каждый данный момент
времени учитывать кроме пластических деформаций, возникших
в процессе сварки в предшествующие моменты времени, еще и
пластические деформации, явившиеся причиной начального напря¬
женного состояния.Используя таким образом общий метод определения сва¬
рочных деформаций и напряжений, можно оценить влияние на¬
чальных напряжений в некоторых частных случаях, имеющих
особенно большое значение для сварных конструкций. К таким
случаям следует отнести: случаи сварки листов, кромки которых
были обрезаны газом: случаи наложения второго и последую¬
щих слоев на ранее выполненный первый слой шва; случаи вы¬
полнения сварки деталей, которые сами представляют собою
сварную конструкцию; случаи сварки деталей, получивших на¬
чальные деформации и напряжения в результате механических
воздействий при вальцовке, гнутье и других операциях.Особо следует рассмотреть случай начального напряженного
состояния (при отсутствии пластических деформаций), вызван¬
ного механическими воздействиями и соответствующими закре¬
плениями на время выполнения процесса сварки. Этот случай
рассмотрен в главе, посвященной мерам борьбы с деформациями
при сварке.Ниже рассматривается влияние первого слоя на деформации
от последующих слоев, влияние первого шва на деформации от
последующих швов и влияние газовой резки на деформации от
сварки.ч27.	Влияние первого слоя на деформации
от последующих слоевДля установления влияния предшествующих слоев на дефор¬
мации от последующих ниже рассмотрены несколько случаев
наплавки двухслойного палика при различных соотношениях ре¬
жимов наплавки каждого из слоев.Предположим, что при наложении на кромку полосы первого
слоя многослойного валика в момент достижения зоной нагрева
(свыше 600") наибольшей ширины Ьх относительные тепловые
деформации изображаются кривой а действительные дефор-
92
мации —прямой Aj (рис. 73, с). Соответственно после полного
остывания полосы вслед за наложением первого слоя деформа¬
ции изобразятся кривой Xi и прямой Ai .Если бы при наложении второго слоя валика тем же режимом
и тех же размеров, что и первый слой, волокна имели перво¬
начальную длину, то относительные деформации Х2 от нагрева
при втором слое изобрази тись бы той же кривой, как и для
первого слоя. Но так как некоторые волокна в результате нало¬
жения первого слоя оказались укороченными на величину, опре¬
деляемую кривой >.2 (рис. 73, 5), то при вторичном нагреве отно¬
сительные тепловые деформации отдельных волокон будут опре¬
деляться разностью Х2 — Xi, причем в данном случае Х2 = ХГ
Кривая тепловых удлинений Х2— >.i (изображена пунктиром
с точками на рис. 73, а) имеет смысл только в пределах той
ширины полосы, где температура не превышает 600°, так как
на остальной ширине, равной b2 — blt материал находится в пла¬
стическом состоянии, и, следовательно, какие бы то ни было де¬
формации от первого слоя не смогут проявиться. Таким образом,
вместо кривой X, деформации полосы будут определяться кривой
X, — Xi = Xj—Xj.В связи с этим действительные деформации при втором
нагреве будут изображаться прямой А, вместо прямой Д,, соот¬
ветствующей первому нагреву. Так как деформации Д2 несколько
меньше деформаций Дп то пластические деформации обжатия
после второго слоя, равные Хо — Д2, окажутся несколько больше
деформаций Хх — Др вызванных первым слоем, что приведет к
увеличению деформаций укорочения Xj после полного остывания
по сравнению с деформациями X' (рис. 73, б) и к изменению
конечных действительных деформаций &'2. Конечная кривизна
полосы после наложения двух слоев, как видно из рис. 73, б,
незначительно увеличится по сравнению с кривизной полосы
после первого слоя.Если второй слой валика выполнять при повышенных режи¬
мах, то результаты будут следующие.При нагреве во время наложения второго слоя относитель¬
ные деформации X, будут отличаться от деформаций X,, соот¬
ветствующих первому*слою. Из приведенных на рис. 74, а кри¬
вых X, (сплошная кривая) и Х2 (пунктир с точкой) видно, ^то
ширина Ьг зоны вторичного нагрева настолько больше ширины Ьи
что все пластические деформации Х1( вызванные первым слоем
(рис. 74, 6), попадают в пределы ширины зоны Ьг. При этом
тепловые удлинения Х„ — Xj в пределах упругой части ширины
полосы будут равны Х2, так как деформации Xj на этом участке
равны нулю. Таким образом, при вторичном нагреве тепловые
деформации отдельных волокон будут такие же, какие были бы
от первого слоя, если бы этот слой выполнялся при том режиме,
при котором выполнялся в данном случае второй слой. Так как93
в рассматриваемом случае тепловые деформации Х2— при вто¬
ричном нагреве равны Х2, то и действительные деформации Дг
(в момент наибольшего нагрева) и ^ (после наложения обоихРис. 73. Деформации при двух слоях
иаплавш, выполненных при одинако¬
вых режимах.Рис. 74. Деформации при двух слоях
наплавки в случае выполнения иго-
рого слоя на более высоком режиме,
чем режим первого слоя.слоев — рис. 74, б) будут равны тем, которые были бы при выпол¬
нении одного второго слоя, если бы этот второй слой накла¬
дывался на свободную от начальных напряжений полосу. Таким
образом, конечные деформации после наложения двух слоев
будут в данном случае меньше, чем после наложения первого слоя.Наконец, в том случае, когда второй слой выполняется при
более низком режиме, нежели режим, при котором выполнялся
первый слой, то конечные деформации от наложения двух слоев
94
будут, как это видво из построений, приведенных на рис. 75*.
больше, чем от одного первого слоя, и больше, чем деформации-
от одного второго слоя, если бы этот последний накладывался
на свободную от напряжений полосу. Это обусловлено тем, что*Рис. 75. Деформации при гыполнении
второго слоя на более низкое ре-
'жнме, чем режим первого слоя.;Риг. 76. Деформации при (ыполнеиии-
двух слоен каилавки одинаковыми,
режимами.тепловые удлинения —).] при вторичном нагреве значительна
ниже удлинений >.г, так как из-за малой ширины bi зоны нагрева
большая часть деформаций )>i остается не снятой. Соответ¬
ственно понижены действительные деформации Д2 в момент
наибольшего нагрева и повышены пластические деформации е4.
Увеличение последних приводит к тому, что деформации >'г05
после полного остывания оказываются по абсолютной величине
больше, чем от одного второго слоя, а по ширине занимают ту
же зону, что от одного первого слоя. Все это приводит к тому,
что конечные деформации Дг и конечная кривизна полосы после
двух слоев оказывается больше, чем от одного первого слоя
и больше, чем от одного второго слоя, если бы этот последний
накладывался на свободную от напряжения полосу.Из рассмотренных случаев следует, что конечные деформации
и кривизна после наложения двух слоев будут:1)	равны деформациям и кривизне от одного второго слоя
(в предположении наложения его на свободную от начальных
напряжений полосу) в том случае, если режим, выбранный для
второго слоя, создает ширину b зоны нагрева, равную или боль¬
шую, чем ширина зоны нагрева, занятая деформациями X',, вы¬
званными первым слоем;2)	равны или больше деформаций и кривизны от одного
первого слоя в том случае, когда второй слой выполняется при
том же режиме, что и первый слой, и3)	больше деформаций и кривизны от одного первого слоя
в том случае, когда режим второго слоя ниже режима первого
слоя.Приведенные положения справедливы для любых эпюр конеч¬
ных деформаций (с сжатием на кромке под валиком или с рас¬
тяжением), так как основное значение имеет не форма эпюры
конечных деформаций, а соотношение ширины зоны нагрев^ при
наложении второго слоя и ширины, занятой пластическими дефор¬
мациями, вызванными первым слоем. Некоторое различие имеет
место лишь в том случае, когда второй слой выполняется при
более низком режиме, нежели режим первого слоя. В случае
эпюры от первого слоя с растягивающими напряжениями на
кромке у валика увеличение деформаций по сравнению с де¬
формациями может не вызвать соответственного увеличения
деформаций А'2. На рис. 76 приведено определение конечныхдеформаций от двух слоев в случае эпюры с растягивающими
напряжениями на кромке при одинаковых режимах выполнения
первого и второго слоев. Как видно из рис. 76, несмотря на то,
что деформации Х'2 больше деформаций Х| , конечные дефор¬
мации &’2 равны деформациям AJ , так как увеличение дефор¬
маций X' произошло в той части полосы, где имеют место ко¬
нечные пластические деформации растяжения. Увеличение этих
последних не изменяет конечных деформаций и кривизны полосы.
Тем более такое положение будет существовать и в том случае,
когда зона вторичного нагрева будет £же зоны нагрева от
первого слоя, так как в этом случае изменение деформаций
Xj по сравнению с деформациями Ц произойдет на более узком
участке.96
Таким образом, применение при наложении второго слоя
того же режима, что и при первом слое, или более низкого
режима приводит к увеличению пластических деформаций л'ч ,которые, однако, не всегда приводят к увеличению конечных
деформаций и кривизны полосы.Из приведенных данных видно, что наложение второго и
соответственно последующих слоев валика может вызвать и
увеличение и уменьшение конечных деформаций и кривизны
полосы, а также и увеличение или уменьшение конечных пла¬
стических деформаций. Зная влияние режима сварки на величину
деформаций и напряжений полосы заданных размеров, всегда
можно соответствующим подбором режима не только не увели¬
чивать деформаций от второго и последующих слоев, но даже
уменьшить деформации, вызванные первым слоем.Экспериментальные работы, посвященные этому вопросу, из
которых следует отметить работу Шеверницкого и Мамонова [21]
и работу проф. Николаева Г. А. [11], в полной мере подтвер¬
ждают установленные выше закономерности, хотя выводы авто¬
ров не всегда достаточно точны и справедливы.Так, Шеверницкий и Мамонов в результате проведенных
исследований приходят к общему выводу, который ими сформу¬
лирован следующим образом: „Деформация изгиба от наплавки
на кромку пластины нескольких слоев, выполненных при разных
режимах, будет равна деформации от наплавки одного слоя,
выполненного при наибольшем тепловом режиме, который при¬
менялся при наплавке этих нескольких слоев11.Такая формулировка непосредственно приводит к выводу,
что наплавка нескольких слоев одинаковым режимом не изме¬
няет деформаций, вызванных первым слоем, что противоречит
установленному выше для узких пластин и расходится с наблюде¬
ниями самих исследователей, которые при применении одного
и того же режима для наплавки двух слоев получили в итоге
увеличение деформаций против полученных от первого слоя.
Попытка объяснить это погрешностями опыта не оправдана,
так как полученные результаты вполне согласуются с установлен¬
ными выше закономерностями. Расхождение же с формулиров¬
кой авторов объясняется недостаточной точностью последней,
вследствие упрощенного представления о механизме явлений,
происходящих при наложении нескольких слоев. Дело в томч
что даже в случае выполнения второго слоя на более высоком*
режиме деформации не всегда будут возрастать, как это утвер¬
ждают Шеверницкий и Мамонов. Прежде всего, чтобы второй
слой аннулировал деформации, вызванные первым слоем, необ¬
ходимо, чтобы ширина зоны нагрева (свыше 600°) была больше
или равна ширине зоны пластических деформаций, вызванных
первым слоем.Далее, если указанное условие соблюдено, то это означает
только то, что деформации от обоих слоев будут равны тем,
которые имели бы место, если бы наплавлялся один второй слой,7	II. О. Окерблом. 2381.	97
но это еще не означает, что конечные деформации от двух слоев
будут больше чем от одного первого слоя. Если обратиться
к зависимости кривизны от силы тока или мощности дуги
(рис. 55, 77), то нетрудно убедиться, что для некоторой ширины
полосы Лj деформации после наплавки двух слоев будут
больше деформаций от первого слоя, если первый слой
выполняется силою тока /|, а второй—силою тока /s>/i- В том
случае конечные деформации полосы после наплавки двух слоев
определятся кривизной С2 > Cv В то же время, если бы первый
слой был выполнен силою тока /| , а второй—силою тока /2, токонечные деформации были бы также равны деформациям от
одного второго слоя, но эти деформации были бы меньше, чем
от одного первого слоя. Применение тех же режимов 1\ и Г2для наплавки двух
слоев на полосу шири¬
ною Л2 > Л* вызвало бы
конечные деформации,
большие чем от одного
первого слоя (рис. 77).Из приведенного
видно, что при наплав¬
ке нескольких слоев
конечные деформации
могут быть больше,
меньше или равны де¬
формациям от одного
первого слоя в зависи¬
мости от выбранных
режимов сварки отдельных слоев, ширины полосы и критиче¬
ского режима для этой ширины полосы. Определение конеч¬
ных деформаций не встретит затруднений в каждом отдельном
случае, если известна зависимость С ==/(/)■28.	Влияние первого валика на деформации от последующихРазвитие деформаций при наплавке валика на кромку полосы
с наплавленным на противоположной кромке другим валиком
можно схематически представить следующим образом.Если на полосу с наплавленным на кромку валиком № 1,
кривизна которой, определяемая углом а, наклона прямой -'j
действительных конечных деформаций, равна Сх (рис. 78), на¬
плавлять второй валик на свободную продольную кромку, то
вследствие нагрева части сечения свыше 600° равновесие вну¬
тренних сил нарушится, и произойдет поворот сечения на угол а'.
Соответственно кривизна полосы после нагрева определится
углом наклона 04 -|-а' вместо Если предположить, что кри¬
визна С2, вызываемая вторым валиком, выполняемым тем же
режимом, что и валик № 1, должна быть та же, что и от
98Рис. 77. Влияние повышенных режимов второго
слоя на конечную кривизну.
первого валика, но с обратным знаком (т. е. а2 = —atj), то конеч¬
ная кривизна от наложения двух валиков будет определяться
углом:ai 4-а' + аг = а14- а’~■ Я1 — а< >т. е. после последовательного наложения двух валиков полоса
будет иметь остаточную кривизну того же знака, что и от пер¬
вого валика, равную дополнительной кривизне, вызванной при¬
ведением части сечения в пластическое состояние.Это схематическое представление о влиянии второго валика
может быть уточнено в результате выполнения построений, ана¬
логичных приведенным выше.Действительно, если эпюра конечных деформаций Л,' полосы
после наложения первого валика имеет вид, приведенный
на рис. 79,6, где ординаты кривой пред¬
ставляют собою укорочения волокон, Л;Д
вызванные пластическими деформациями ,
обжатия при наплавке первого валика,
то в момент наибольшего нагрева при
наложении второго валика отдельные
волокна получили бы удлинения U о
(рис. 79, а) за вычетом тех укорочений
X', которые они получили от первого
валика. Поэтому, предполагая воз¬
можность независимых деформаций ка¬
ждого волокна, деформации отдельных
волокон в момент наибольшего нагрева
от наложения второго валика изобра¬
зятся кривой, ординаты которой равныДействительные деформации, учитывающие взаимное воздей¬
ствие волокон друг на друга, изобразятся прямой Д2, которая
будет иметь значительно ббльший угол наклона, нежели анало¬
гичная прямая Д,, полученная при наложении первого валика и
отсутствии деформаций Xj . Пластические деформации при
наложении второго валика вследствие увеличения наклона пря¬
мой Д2 меньше, нежели возникающие при наложении первогб
валика. Уменьшение пластических деформаций е3 (рис. 79, а)
приводит к уменьшению конечных укорочений отдельных воло¬
кон К2, вызванных вторым валиком, по сравнению с укорочениями, вызванными первым валиком (рис. 79, б). В результате прямая
конечных деформаций У.2 расположится наклонно, т. е. посленаложения обоих валиков полоса будет иметь кривизну того
же знака, что и от первого валика, но несколько меньшую,
чем от одного первого валика.09Рис. 78. Схема влияния двух
швов на кривизну полосы.
Подобный же результат получается и в том случае, если
эпюра напряженного состояния от первого валика имеет рас¬
тяжение под валиком (эпюра 1-го типа — рис. 80).Рис. 79. Деформации узкой полосы ири Рис. 80. Деформации широкой
выполнении двух швов на одинаковых полосы при выполнении двух швов
режимах.	на одинакопых режимах.лика,то обе эпюры будут несколько отличаться друг от друга. Эпю¬
ра от одного второго валика представится в виде пунктирной
кривой С., (рис. 81), ординаты которой обличаются от ординат100
кривой С1 (от первого валика) на некоторую положительную
величину.Совместное влияние обоих валиков (при последовательном
их наложении) может быть получено, если сложить обе эпюры С
с учетом того, что второй валик вызывает искривление оси
противоположного знака по сравнению с первым валиком.
К моменту начала наложения второго валика влияние первого
выразится в виде прямоугольника постоянной кривизны С„Р
(рис. 81, б). Влияние [второго валика определится путем нало-Рис. 81. Изменение кривизны: при нало- Рис. 82. Линии прогибов полосы при
женни на полосу двух швов.	наложении второго шва.жения эпюры С, таким образом, чтобы точка 02 эпюры совпала
с положением дуги второго валика. Влияние обоих валиков
может быть определено по суммарной эпюре, приведенной на
рис. 81, в. Так как расстояние между точками и Ог настолько
велико, что значительно превосходит длину полосы, то к мр-
менту начала действия второго валика (когда точка Ог войдет
на полосу) по всей длине полосы будет кривизна одного знака,
совпадающего со знаком конечной кривизны от первого валика.Пользуясь суммарной эпюрой С, можно построить линии
прогибов полосы при наложении второго валика. Для полосы
шириною 100мм линии прогибов для некоторых моментов времени
при наложении второго валика приведены на рис. 82. При этом
предполагалось, что режим выполнения второго валика остался
такой же, как и принятый для первого валика, деформации от
которого приведены на рис. 41.101
Из приведенных линий прогибов видно, что в начале нало¬
жения второго валика изогнутая полоса изгибается еще сильнее
(хп = 5 см)\ затем прогибы в начале валика уменьшаются, а на
остальном протяжении растут (х„ = 2Ъ см); при дальнейшем уве¬
личении длины валика прогибы полосы уменьшаются на всей
длине (хи — 45 см), пока не достигнут своей конечной величины
при полном остывании после наложения второго валика (*„ = 00).Изменение прогибов конца полосы при наложении второго
валика приведено на рис. 83.Все приведенные данные относятся к случаю наплавки вали¬
ков одинакового сечения одинаковым режимом. При наплавке
второго валика измененным режимом результаты будут иные.Рис. 83. Изменение прогиба конца полосы при
выполнении двух швов но кромкам полосы.Применение меньших сил тока при наплавке второго валика
может уменьшить остаточную кривизну. Наоборот, применение
для второго валика более высоких сил тока может привести
к увеличению остаточной кривизны. Эти выводы могут быть
в каждом частном случае легко сделаны, если известна зависи¬
мость конечной кривизны полосы от силы тока (подобная при¬
веденной на рис. 55). Так, увеличение силы тока свыше 155 а
(для полосы шириною 100 леи) должно привести к уменьше¬
нию конечной кривизны, вызываемой одним вторым валиком,
которая еще больше уменьшится из-за наличия начальных пла¬
стических деформаций от первого валика. Сумма больших
конечных деформаций от первого валика и малых отрицательных
конечных деформаций от второго валика дает в итоге большие ко¬
нечные деформации от обоих валиков. Наоборот, уменьшение силы
тока до 125 а приведет к увеличению конечных деформаций от
второго валика по сравнению с деформациями от первого валика,
если не учитывать начальных пластических деформаций. Эти
последние снизят величину конечной кривизны от второго ва-
102
лика, но все же она может оказаться близкой к конечной кри¬
визне, вызванной первым валикои. В результате суммарное
влияние обоих валиков может оказаться близким нулю, т. е.
остаточная кривизна после двух валиков может оказаться очень
малой.В более общем виде влияние неодинаковых режимов при
ннплавке обоих валиков можно, пользуясьзависимостями рис. 55,
оценить следующим образом.Если первый валик выполнялся режимом ниже критического,
то применение более высоких сил тока для второго валика при¬
ведет к понижению конечных деформаций от двух валиков,
применение же более низких сил тока приведет к увеличению ко¬
нечных деформаций по сравнению с теми, которые были бы,
если бы второй валик выполнялся тем же режимом, что и пер¬
вый.Если первый валик выполнялся режимом выше критического,
то уменьшение силы тока для второго валика вызовет умень¬
шение конечных деформаций, а увеличение силы тока — увели¬
чение конечных деформаций по сравнению с деформациями,
которые были бы, если бы оба валика выполнялись одинаковым
режимом.Помимо сделанного общего вывода о влиянии различных
режимов при выполнении обоих валиков, можно отметить еще
и следующее основное положение.При наложении второго валика кривизна полосы сперва
увеличивается (вследствие приведения части ширины полосы
в пластическое состояние), а затем начинает уменьшаться, при¬
чем в случае выполнения обоих валиков одинаковыми режи¬
мами конечная кривизна полосы оказывается того же знака,
что и кривизна, вызванная первым валиком (рис. 83). Поэтому
при последовательном наложении двух валиков по продольным
кромкам полосы условие симметричности валиков (относительно
линии центров тяжести полосы) еще не обеспечивает прямолиней¬
ности полосы. При симметричном расположении двух валиков пря¬
молинейность полосы будет достигнута лишь при одновременном
выполнении обоих валиков одинаковыми режимами. При после¬
довательном наложении двух валиков для достижения прямоли¬
нейности полосы должны быть соответствующим образом подо¬
браны размеры валиков и режимы наплавки.Используя приведенные зависимости, нетрудно понять оши¬
бочность выводов, которые сделали Шеверницкий иМамонов [21],
наблюдая деформации при наплавке валиков на продольные
кромки полосы.Заключение о том, что для того „чтобы уничтожить изгиб
от наплавки на первой кромке, необходимо наплавку на вторую
кромку производить при большем тепловом режиме*, — справед-
ливотолько з тех случаях, когда наплавка первого валика произ¬
водится на режимах ниже критического (что имеет место при
широких листах). В случае же наплавки первого валика режи¬
мами выше критического необходимо для наплавки второгоюз
валика выбирать более низкий, а не более высокий тепловой
режим.Таким образом, выводы из результатов экспериментальных
исследований не могут являться общими (в особенности если
эти исследования ограничивались одним размером образца и
двумя примененными режимами). Для получения общих выво¬
дов необходимо более широкое теоретическое обобщение.29.	Влияние газовой резки на деформации от сваркиЕсли учесть, что газовая резка создает конечное напряженное
и деформированное состояние аналогично электросварке, то не¬
трудно определить влияние подготовки кромок с помощью
газовой резки на деформации от последующей сварки, рассма¬
тривая обе операции (резку и сварку) как наложение двух вали¬
ков разными режимами.В качестве примера можно рассмотреть случай наложения
валика на кромку, обрезанную газом, и случай наложения валика
на кромку, противоположную той, которая была обрезана газом.Если бы валик накладывался на кромку пластины, свобод¬
ной от начальных напряжений, то деформации от нагрева изо¬
бразились бы кривой Хс (рис. 84, а), а конечные деформации —
кривыми х; и Д^ (рис. 84,0). Так как кромка, на которую произ¬
водится наплавка, предварительно подвергалась нагреву при
газовой резке, то конечные деформации получатся так же, как
если бы наплавка производилась в два слоя. Если деформации
от нагрева при газовой резке Хр (рис. 84, а) принять такими же,
как деформации от нагрева первым слоем X, (рис. 75), а дефор¬
мации от наложения валика — такими же, как деформации от
второго слоя, то конечные деформации от резки и сварки бу аут
равны деформациям к2 и Д2 от двух слоев шва (рис. 75, б). Таккак за исходное состояние принимается состояние после газовой
резки, то за нулевое положение надо принять прямую Д' , т. е.действительные деформации Др после газовой резки. Тогдаконечные деформации после резки и сварки, равные деформа¬
ции Д2(рис. 75, б), представятся в виде прямой Д11 (рис. 84, b),образующей с прямой Aj, угол а', который и будет характери¬
зовать конечную кривизну полосы. Как видно из рис. 84, О
и в, кривизна полосы при наложении валика на свободную от
напряжения полосу значительно больше, чем кривизна при на¬
ложении на кромку, обрезанную газом.В том случае, когда валик наплавляется на противоположную
кромку, деформации определятся следующим образом.Так же, как и в предыдущем случае, деформации от нагрева
при газовой резке изобразятся кривой Хр (рис. 85, а), а конеч¬
ные деформации — кривыми X' и Д^ (рис. 85, б). При нагревево время наложения валика вместо деформаций /.<• будут иметь104
Л;4_Рис. 84. Деформации полосы
при наплавке на кромку, обре¬
занную газом.Рис. 85. Деформации полосы при наплавке
на кромку, противоположную той, которая
была обрезана газом.
место деформации Хрс = Хс — ).р, которые и определяют дей¬
ствительные деформации Дрд, пластические деформации ^ и
конечные деформации Хрс (рис. 85, а и б). В соответствии
■с деформациями Хр действительные конечные деформации изо¬
бразятся прямой Дрс, составляющей прямой Др угол а'. Так как
отсчет конечных деформаций должен вестись от прямой Др, то
эпюра конечных деформаций изобразится сплошными линиями
на рис. 85, в, на котором для сравнения пунктиром нанесена
эпюра конечных деформаций в случае наплавки на свободную
от начальных напряжений полосу. Из сравнения положения
прямых Д'рс и д; видно, что конечная кривизна и в данном
случае при наплавке на кромку, противоположную той, которая
подверглась газовой резке, оказалась меньше кривизны, полу¬
чающейся при наплавке на свободную от начальных напряжений
полосу.Таким образом, в обоих случаях — происходит ли наплавка
непосредственно на кромку, обрезанную газом, или валик напла¬
вляется на противоположную кромку — конечная кривизна
полосы оказывается меньше, чем в случае наплавки на свобод¬
ную от начальных напряжений полосу.Что же касается конечных пластических деформаций, то
в случае наплавки непосредственно на кромку, обрезанную
газом, конечные пластические деформации несколько увеличи¬
ваются (рис. 84), так же как и в случае наплавки слоя более
низким режимом.При наплавке на кромку, противоположную газовой резке,
конечные пластические деформации несколько уменьшаются
<рис. 85), подобно тому как при наложении второго валика.30.	Влияние последующей механической обработки
на сварочные деформации и напряженияТак как после наплавки валика на кромку полосы в послед¬
ней остаются какие-то уравновешенные внутренние напряжения,
то всякая механическая обработка полосы (связанная с отрезкой
или со снятием в виде стружки части поперечного сечения по¬
лосы) приведет к нарушению равновесия внутренних сил и,
следовательно, к деформации полосы в результате механической
обработки. Характер изменения деформаций полосы в резуль¬
тате разрезки полосы или строжки кромки может быть уста¬
новлен на основании следующих соображений.Если полосу шириною h (рис. 86), находящуюся в равновесии
под действием внутренних сил, разрезать на две полоски шири¬
ною b и b' =h — b, то каждая из пол icok будет находиться
под действием неуравновешенных внутренних сил. При этом
площади первоначальной эпюры относительных упругих дефор¬
маций, приходящиеся на каждую полоску, в общем случае не
будут равны нулю, а составят для правой полоски величину-j-F,
100
для левой величину —F. Соответственно моменты площадей
первоначальной эпюры относительно точки О будут равны:
для правой полоски -(- М, для левой полоски — М.Наличие в каждой из полосок неуравновешенных внутренних
сил приведет к продольным деформациям и к деформации из¬
гиба. Продольные деформации Sj и Sj могут быть определены
из выраженийДеформация изгиба определится из условия, что момент
площади первоначальных упругих деформаций относительноцентра тяжести сечения данной полоски должен быть равен
моменту площади деформаций 82 и о' относительно того же
центра тяжести сечения.В соответствии с рис. 86, имеем:1)	для левой полоски:+аЬ"h-b-bгhРис. 86. Схема деформаций после разрезки полосы
с продольным валиком по кромке на две
продольные полоски.откуда2) для правой полоски:107
откудаt»-V(A,-ra) + 3*b:3; _ S; + 8, = - 1sitr(M-Fl,)+ 44 =s;-s; —<«-»)-2 .Зная деформации крайних волокон каждой полоски, не¬
трудно определить кривизну полосок и напряжения, оставшиеся
в них после разрезки.На рис. 87 приведена эпюра конечных деформаций полосы
для случая большого ее нагрева при сварке (с сжимающими
напряжениями под валиком) и общие деформации и эпюры
напряжений для полосок, образующихся в результате разрезки
полосы на две части.При расположении линии реза вблизи от кромки с валиком
левая полоса получает значительные деформации обратного знака,
тогда как деформации (и кривизна) правой полосы увеличиваются
по сравнению с первоначальными (до разрезки) на незначительную
величину (рис. 87, б).При приближении линии реза к середине ширины полосы
отрицательный изгиб левой полоски уменьшается, равно как
уменьшается и положительная кривизна правой полоски
(рис. 87, в и г).Если изменение кривизны обеих полосок с изменением по¬
ложения линии реза представить графически, то получаются
две кривые, приведенные на рис. 87, д.Как видно, при увеличении ширины b кривизна левой полоски
быстро переходит из положительной в отрицательную и дости¬
гает своего отрицательного максимума, после чего кривизна
вновь уменьшается, переходит через нуль, достигает положи¬
тельного максимума и медленно приближается к величине кри¬
визны полосы до разрезки, достигая ее при b=h.С увеличением ширины Ъ отрезаемой полоски, т. е. с умень¬
шением ширины Ъ', кривизна правой полоски несколько уве¬
личивается, после чего плавно уменьшается до нуля, достигая
последнего при ширине правой полоски, равной ^.соответствую¬
щей ширине участка, с прямолинейным распределением упругих
деформаций. Это соответствует положению, когда правая полоска
остается вся целиком за пределами зоны, на которой имелись
пластические деформации обжатия X' (рис. 87, а). При дальнейшем
уменьшении ширины V кривизна правой полоски будет оста¬
ваться равной нулю (рис. 87, д).Из приведенных на рис. 87, д кривых видно, что от срезки
части полоски с валиком прогиб оставшейся части увеличи¬
вается, что срезанная вместе с валиком левая полоска будет
иметь прогиб, противоположный по знаку первоначальному
прогибу полосы (до разрезки) и притом значительно превосхо-108
-А--4^rrf+T)Aj /
\ k
\ i -srrrЧП! УШУ’ "— |..' uhI') ^k J®.. i /! unihJNji1 1 1_ ь ^ш -щщ
b'fh-b	 I^ /b'/ ft*50■	Кривизна левойлолосни■	Кривизна правойполоскиРис. 87. Деформации при разрезке узкой
полосы на две продольные полоски.дяший его по величине
(в рассматриваемом слу¬
чае примерно в три раза);
что срезка с кромки, про-Рис. 88. Характер де¬
формаций двух полосок,
получающихся раз¬
резке полосы с напла¬
вленным на кромку ва¬
ликом.Рис, 89. Деформации
после разрезки полос
с наплавленным на кром-
' ку валиком, по данным
Мельхера.тивоположной валику, по¬
лоски шириной меньшей
Ь\ приводит к уничтоже¬
нию прогиба оставщойеуПга“т
/1€$Сс\части и к увеличению, против первоначального, прогиба отрезав-
-меА полоски.Таким образом, взаимные деформации полосок после разрезки
полосы, имевшей прогиб /, на две части могут иметь характер,
показанный на рис. 88.Подтверждением возможно¬
сти существования приведенных
комбинаций прогибов полосок,
полученных в результате разре-
зок полосы на две части, могут
служить, помимо результатовкривизна провой полоски-Ь	Ь'h - 100ммРис. 91. Влияние положения реза на
деформации получающихся полосок.Рис. 90. Деформации при разрезке
широкой полосы на две продольные
полоски.Рис. 92. Характер дефор¬
маций двух полосок, по¬
лучающихся при разрезке
полосы с наплавленным
на кромку валиком.опытов автора, описанных ранее [2J, [3], еще и результаты
экспериментов Мельхера [23], приведенные на рис. 89.При разрезке одной из полос с наплавленным на кромку
но
валиком (рис. 89, а) Мельхер получил выгиб обеих полосок в раз¬
ные стороны, подобно приведенному на рис. 88.Иной характер деформаций, возникающих в результате раз¬
резки, получается при эпюре первоначальных деформаций, при¬
веденной на рис. 90 и характерной наличием деформаций рас¬
тяжения у кромки с валиком.Приведенные на рис. 90 эпюры дают представление о харак¬
тере деформаций, образующихся после разрезки полосок. Свод¬
ные данные об изменении кривизны полосок в зависимости от
положения реза приведены на рис. 91. Если отличие кривой,,
относящейся к правой полоске (пунктирная кривая), от соответ¬
ствующей кривой на рис. 87 заключается только в том, что
деформации начинают уменьшаться без их предварительного
увеличения, то кривая, относящаяся к левой полоске на рис. 91,
отличается от соответствующей кривой рис. 87 весьма сильно.В случае, представленном на рис. 91, кривизна левой полоски
остается постоянной и равной первоначальной кривизне разрезае¬
мой полосы до тех пор, пока ширина b не превосходит ширины
участка с постоянными относительными деформациями растяже¬
ния. При дальнейшем увеличении ширины левой полоски кри¬
визна ее быстро увеличивается, достигает некоторого максимума
и затем плавно уменьшается до величины, равно-й первоначаль¬
ной кривизне полосы (при b—h). В рассматриваемом случае,
как видно из рис. 92, не могут существовать деформации, при¬
веденные на рис. 88, б.По данным экспериментов Мельхера, в случае уменьшения
нагрева при наплавке валика путем охлаждения водой разрезка
полосы привела к деформациям, приведенным на рис. 89, б, т. е.
деформации после разрезки оказались соответствующими схеме
рис. 92, г.Приведенные кривые позволяют ответить не только на вопрос
о деформациях после разрезки, но и на некоторые другие во¬
просы. В частности, они могут быть использованы при исследо¬
вании вопроса о влиянии отжига на величину деформаций.31.	Влияние термической обработки на сварочные деформацииВлияние последующего отжига на напряжение сварных изде¬
лий было исследовано многими авторам^. Вопрос же о влиянии
отжига на деформации оставался до последнего времени не уточ-
ненным. Исследование этого вопроса проф. Николаевым Г. А. [11]'
позволило притти к выводу о том, что влияние отжига на умень¬
шение величины остаточных деформаций зависит от той последова¬
тельности, в которой будет происходить нагрев отдельных ча¬
стей изделия, имеющего внутренние напряжения.Этот вывод в полной мере согласуется с результатами при-
педенных выше исследовании и легко может быть проиллюстри¬
рован при помощи построенных в предыдущем параграфе кри¬
вых изменения конечных деформаций полосы при разрезке ее
на две части.1П
Действительно, если предположить, что при отжиге нагрев
всей полосы с наплавленным валиком будет происходить равно¬
мерно, и температура 600° будет достигнута всеми точками
полосы одновременно, то после равномерного остывания полоса
будет иметь ту же кривизну, что и до отжига.Если же допустить, что в первую очерёдь до температуры
600° нагреется кромка с валиком, то это будет равносильно
отрезке нагретой до 600е части полосы, так как, находясь в пла¬
стическом состоянии, эта часть не будет оказывать какого-либо
сопротивления деформациям остальной части, находящейся в
упругом состоянии. Пользуясь кривыми на рис. 87 и 91, не¬
трудно установить, что к тому моменту, когда до 600’нагреется
примерно 50°/0 (рис. 87) или 30% (рис. 91) ширины полосы,
кривизна оставшейся (правой) части, а с ней и всей полосы,
будет равна нулю.Дальнейшее распространение нагрева не приведет к измене¬
нию деформаций, т. е. все напряжения при этом будут сняты:
в левой части — приведением ее в пластическое состояние, а в
правой части — в результате произошедших деформаций. Таким
образом, в рассматриваемом случае отжиг привел не только
к исчезновению напряжений, но и к исчезновению деформации.Если в первую очередь будет нагреваться кромка без валика,
то, в соответствии с кривыми (рис. 87 и 91), конечные деформа¬
ции после отжига могут оказаться больше первоначальных (до
отжига), могут остаться равными первоначальным (рис. 91)
и, наконец, могут даже изменить свой знак (рис. 87).Кроме того, необходимо учесть, что в практической обста¬
новке на конечные результаты окажут свое влияние те условия,
в которых будет находиться изделие во время отжига (возмож¬
ность деформаций или отсутствие их в?ледствие закреплений;
влияние собственного веса и дополнительной нагрузки других
изделий; преимущественная возможность проявления деформа¬
ций в одном или нескольких отдельных направлениях и др.).Таким образом, из приведенного следует, что отжиг не может
быть использован для уменьшения деформаций, которые при
нормальных условиях проведения отжига (равномерный нагрев
и равномерное остывание) останутся без изменения. Это поло¬
жение может быть подтверждено и некоторыми эксперименталь¬
ными данными. В частности, в исследованиях Мельхера {23]
отжиг одной из полосок, полученный после разрезки полосы
с наплавленным на кромку валиком, не изменил стрелки про¬
гиба этой полоски. Отжиг полос с наплавленными на кромку
валиками, произведенный Гарольдом и Дроздом [24], хоти
и привел к изменению продольных деформаций, но на весьма
малую величину, что может быть полностью отнесено за счет
некоторой неравномерности нагрева при отжиге. Поэтому
основное значение отжига остается лишь в снятии напряжений.Однако возникает вопрос, всегда ли можно снимать напря¬
жения и как влияют эти напряжения на прочность и работоспо¬
собность сварной конструкции. Исследования, проведенные
112
Тумом и Эркером [25], показали, что снятие напряжений посред¬
ством отжига (выдержка в течение пяти часов при температуре
600°, охлаждение с печью) практически не отразилось на пре¬
деле усталости образцов, который остался таким же, как и у
образцов, не подвергавшихся отжигу для снятия напряжений
после сварки. Биретт [26], на основании сопоставления величины
сужения при разрыве образцов с продольными валиками, выпол¬
ненными различными режимами (часть которых подвергалась
отжигу для снятия напряжений, а часть испытывалась в неотож-
женном состоянии), пришел к выводу, что при правильном
выполнении сварки даже относительно жесткой стали (St 52)
можно и без отжига получить хорошие результаты, в некото¬
рых случаях даже превосходящие те, которые имеют место при
применении отжига для снятия напряжений.
ГЛАВА VIДЕФОРМАЦИИ И НАПРЯЖЕНИЯ ПРИ СВАРКЕ ВСТЫК ‘32.	Общая схема развития деформаций и напряжений
при сварке встыкРассмотренные выше условия образования деформаций и на¬
пряжений при наплавке валика на кромку полосы и получен¬
ные при этом зависимости деформаций и напряжений от ряда
факторов позволяют решить вопрос о деформациях и напряже¬
ниях в случае простейшего и в то же время наиболее распро¬
страненного сварного соединения — соединения встык.При выполнении стыковых соединений возникают деформа¬
ции как в плоскости свариваемых листов, так и выходящие из
их плоскости.Ограничимся сначала рассмотрением только деформаций
в плоскости свариваемых листов. Их величина и характер будут
зависеть, как это показано в работах автора [27], [28], прежде
всего от соотношения ширин свариваемых листов.Так, если ширина Лх одного из свариваемых листов равна
нулю, то деформации второго листа будут такими же, как
в случае наплавки валика на кромку. При приварке к широкому
листу А, узкой полоски (шириною hi <Аа) деформации широкого
листа будут приближаться к тем, которые имели бы место при
наплавке валика на его кромку, но не будут им равны из-за
противодействия узкого листа, при этом ось шва искривится
в соответствии с деформациями широкого листа. При сварке
полос равной ширины (А2 — hx) взаимодействия обеих полос
равны, а потому ось стыкового шва останется прямолинейной.
То же будет иметь место и при приварке полосы к бесконечно
жесткой недеформируемой плите.Для двух последних случаев (Aj = A2 и Л1 = оо) общая упро¬
щенная схема происходящих при этом явлений может быть
представлена в следующем виде.13 первые моменты времени, до тех пор пока наплавленный
металл сварного шва имеет температуру выше 600°, т. е. нахо¬
дится в пластическом состоянии, деформации полосы будут
такие же, как и в случае наплавки на кромку валика полосы.
Деформации полосы в течение втого промежутка времени могут
быть определены кривизной С, полученной как при наплавке
валика на кромку свободной полосы (рис. 93, а и б).114
Яалрадпение свор.чуттшшшшшиВ следующий промежуток времени, по мере продвижения
дуги, температура начала шва постепенно понижается и у начала
шва создается участок, на ко¬
тором наплавленный металл,
нагретый ниже €00°, обладает
упругими свойствами и может
оказывать сопротивление де¬
формациям полосы. На этом
участке положительная кри¬
визна полосы уменьшается и
при свободной полосе поло¬
жительная кривизна перехо¬
дите отрицательную(пунктир¬
ная кривая на рис. 93, в).Однако вследствие того, что
полоса связана упругим швом
с жестким основанием, ее рас¬
прямлению препятствует шов, z
в котором возникают соответ-~
ствующие напряжения. Пока
упругий участок шва незначи¬
телен, возникающие в нем силы
не в состоянии противостоять
деформациям полосы, — в шве
появляются пластические де¬
формации, а полоса изгибается
так, как если бы она была
свободна. Но по мере увели¬
чения длины /уПр упругого уча¬
стка шва его сопротивление
возрастает, и вместо дефор¬
маций, соответствующих сво¬
бодной полосе (положение,
изображенное пунктиром на
рис. 93, г), полоса приобретает
деформации, показанные нах
рис. 93, г сплошвыми линиями.Кривизна полосы при этом
сохраняет положительный
знак, а с некоторого момента
времени, когда длина упру¬
гого участка шва оказывается
такой, что изгибающий мо¬
мент, который может выдер¬
жать шов без появления в нем
пластических деформаций, ста¬
новится равным моменту, дей¬
ствующему в полосе, кривизна
полосы на упругом участке шваРис. 93. Схема изменения кривизны и
общих деформаций в процессе сварки
встык.Рис. 94. Схема деформаций, связанных
с уменьшением ширины шва при осты¬
вании.некоторой величине С'рп(рис. 93,в).остается постоянной и равной115
Деформации полосы были бы такими, как изображены ы;
рис. 93,г, лишь в то* случае, если бы не происходили дефор¬
мации самого шва как вследствие его остывания, так и вслед¬
ствие воздействий, оказываемых на него полосой. Если темпера¬
тура отдельных точек шва по его длине в некоторый момент вре¬
мени была представлена кривой Т (рис. 94, а), а в следующий
момент времени—той же кривой Т, но сдвинутой на величину
Ot—02 в соответствии с движением электрода, — то вследствие
различного укорочения в точках тип произойдет не только сме¬
щение, но и поворот привариваемой полосы. Так как укороче¬
ние в точке п будет больше укорочения в точке т. (в связи
с тем, что разность температур Д7'т< ДГЯ), то полоса займет
положение, представленное на рис. 94,б сплошными линиями,
вместо положения, показанного на рис. 93, г и Изображенного
пунктирными линиями на рис. 94,6. На деформации, вызванные
только остыванием шва, будут накладываться деформации,
вызванные воздействиями полосы на шов, которые приведут
к перемещению и повороту полосы как жесткого целого.Таким образом, суммарные деформации полос в процессе
сварки их встык складываются из деформаций изгиба самих
полос и из деформаций перемещения и поворота их как жест¬
кого целого, вызываемых изменениями ширины шва при его
остывании. В действительности перемещение и поворот полосы
будут обусловлены остыванием не только шва, но и прилегаю¬
щей к шву зоны основного металла, приближенно равной ширине
шва вместе с зонами нагрева свыше 600э.Для определения перемещения отдельных точек вследствие
изгиба полосы необходимо знать кривую изменения кривизны
для рассматриваемого случая сварки встык двух полос равной
ширины или приварки полосы к жесткому основанию. Эта
кривая может быть получена путем добавления к кривизне
свободной полосы кривизны, обусловливаемой реакцией шва
(связанного со второй полосой).33.	Деформации изгиба свариваемых полосКак отмечалось выше, кривизна полосы иа протяжении
ближайшего к дуге участка шва I остается такой же, как
и для свободной полосы с наплавленным на кромку валиком,
так как металл шва, находясь на этом участке в пластическом
состоянии, не препятствует полосе занимать такое положение,
которое определяется только состоянием нагрева полосы. На
участке шва II, где наплавленный металл уже приобрел упругие
свойства, уменьшению кривизны (распрямлению полосы) будет
препятствовать сопротивление шва, и действительную кривизну
полосы на этом участке можно рассматривать как сумму кри¬
визны С свободной полосы и кривизны С(1, вызванной упругой
реакцией шва (рис. 95).Кривизнл С,, может быть приближенно- определена следую¬
щим образом.1 IP
Если наибольшие напряжения о в шве длиной I и толщи¬
ной 5ши, переданные полосой, находящейся под действием
постоянного по длине момента М, приближенно принять (как
это сделано Г А. Николаевым [29]) равными:а действующий в полосе изгибающий момент М выразить через
кривизну полосыто при отсутствии в шве пластических деформаций (с = os) кри¬
визна полосы Сп, вызванная упругим сопротивлением шва, может
быть представлена в еле-дующем виде:	[личина С0 растет, тогдакак действительная кривизна С' уменьшается (вследствие
уменьшения кривизны свободной полосы). Однако, если взять
достаточно большую длину упругого участка шва то сумма
С -j— С0 окажется больше, чем таковая для меньшей длины /,
что означало бы появление нарастания кривизны под воздействием
усилий шва и, следовательно, активное воздействие шва на
полосу. В действительности же шов может оказывать лишь ре¬
активное сопротивление: может препятствовать распрямлению
полосы (уменьшению кривизны), но не может вызвать увеличе¬
ния кривизны. Поэтому действительная кривизна привариваемой
полосы будет уменьшаться до некоторого предела С'пр, после
которого кривизна будет оставаться постоянной; это будет
означать, что напряжения в шве меньше предела текучести.Таким образом, можно различать три участка шва и соот¬
ветственно три участка кривой изменения кривизны С':1)	первый участок кривой С', совпадающей с кривой С для
свободной полосы, охватывает часть полосы, лежащую перед
дугой и участок шва I, на протяжении которого наплавленный
металл находится в пластическом состоянии;2)	второй участок кривой С (переходный участок) охваты¬
вает. участок //, на протяжении которого в шве имеют местоДействительная кри
визна полосы С' при дли¬
не упругого участка шва
равной I (рис. 95) опре¬
делится как суммаУ •. I \,ош • п.. | /' ;	С' = С + С„.С увеличением длины
упругого участка шва ве-Рнс. 95. Схема определения кривизны при
сварке встык.117
118
как упругие напряжения (под действием давления распрямляю¬
щейся полосы) так и пластические деформации;3)	третий участок кривой С' (постоянной кривизны С'пр)
соответствует участку III, на котором напряжения в шве,
вызванные полосой, ниже предела текучести.Соответственно изменяются и деформации отдельных воло¬
кон при сварке встык. На рис. 96 приведены изменения отно¬
сительных удлинений Д0 и ДЛ внутренней и наружной кромок
полосы при сварке встык и при наплавке на кромку и соответ¬
ствующие им кривые С и С.Пользуясь кривой изменения кривизны С', нетрудно опре¬
делить деформации изгиба двух свариваемых полос, подобно
тому как это делалось при определении деформаций полосы,
на кромку которой наплавлялся валик.В качестве примера на рис. 97, а приведены кривые измене¬
ния прогиба конца и середины кромки одной из свариваемых
полос, вычисленные без учета перемещений и поворота полосы
в результате изменений ширины шва. Характер изменения
стрелки прогиба полосы представлен на рис. 97, б. Изменение
стрелки прогиба в процессе сварки и остывания, представлен¬
ное на рис. 97, б, остается без изменений и при учете переме¬
щений полйсы в результате изменений ширины шва, так как
при этом полоса перемещается как жесткое целое.34.	Деформации, вызываемые изменением ширины стыковогошва при остыванииДля определения перемещений полосы в результате измене¬
ний ширины шва необходимо установить характер и величину
тех деформаций, которые произошли бы в шве, если бы ка¬
ждый участок шза мог изме¬
нить свою ширину в соот¬
ветствии со степенью'его
остывания. На рис. 93 изо¬
бражена кривая относитель¬
ных удлинений участков
шва, расположенных в раз¬
личных расстояниях от ду¬
ги. Так как на участке дли¬
ною х1 металл шва нахо¬
дится в пластическом со¬
стоянии, то ширина шва
будет определяться только
положением привариваемой
полосы. При увеличении
длины шва температура точек, расположенных больше чем хх
от дуги, будет ниже 600°. Соответственно понижению темпера¬
туры ширина отдельных участков шва будет уменьшаться. Так,
если при длине шва xt начало шва имело температуру 600°,
то при длине шва х2 та же точка шва (начало шва) будет иметьнеРис. 98. Схема определения поперечных
деформаций, вызванных остыванием шва.
более низкую температуру и относительное уменьшение ши¬
рины в этой части шва будет (как это следует на рис. 98)*■600 — \»,-Соответственно, при увеличении длины шва до х3 относи¬
тельное уменьшение ширины в начале шва (в предположении воз¬
можности свободного уменьшения ширины соответственно По¬
нижению температуры) составитХ«Ю' — ^.г,-Таким образом, если каждый участок шва мог уменьшать
свою ширину в соответствии со степенью его остывания, тоНачальное поло¬
жение кромки по¬
лосы
Направление сваркиСередина швах,Рис. 99. Схема определения суммарных деформаций от
изгиба полосы и от уменьшения ширины стыкового шва.относительное уменьшение ширины по длине шва представилось
бы эпюрой, заштрихованной на рис. 98. Не изменяясь сама по
себе, эта эпюра перемещалась бы вместе с перемещением дуги.
Если принять, что шов но всей своей условной ширине нагрет
равномерно, то уменьшение Adx полуширины d в точке шва.
находящейся в расстоянии х от дуги, определится как
Adx = (W —),x)d = (0,0088 — 1Л) d.Действительные деформации шва и связанные с ними пере¬
мещения привариваемой полосы определятся в результате со¬
поставления деформаций искривления полосы и деформаций
шва, определенных без учета влияния их друг на друга.Для некоторого момента времени, когда дуга находится в
расстоянии I от начала шва, линия прогибов полосы fz (в соот¬
ветствии с установленным выше) изобразится некоторой кривой /
(рис. 99), а линия уменьшения ширины шва представится кри-
120
, |вой //. Если бы кривая / изменялась по тому же закону, что н
кривая //, то при перемещении кривой I параллельно самой
себе на величину &dl кривая / совместилась бы с кривой II и,
следовательно, деформации (уменьшение ширины) шва могли
бы произойти в полном соответ- ,	л Г —ствии с остыванием отдельных
участков шва, а полоса, не из¬
меняясь, переместилась бы вниз
на величину Дd{. Так как в об¬
щем случае кривая I отличается
от кривой II, то после переме¬
щения на Дdt кривая 1 займет
положение /', не совпадающее
с кривой II. Для возможно бо¬
лее полного совмещения кри¬
вых / и II необходим поворот ^
кривой /' на угол о' — а", после
чего положение нижней кромки
полосы будет определяться кри¬
вой /". Так как возможное из¬
менение ширины шва, определяе¬
мое положением кривой У", не
совпадает с тем изменением ши¬
рины, которое диктуется изме¬
нениями температуры отдельных
участков шва и которое харак¬
теризуется кривой II, то в от¬
дельных участках шва возникнут
напряжения, пропорциональные
разности действительных и те¬
пловых относительных деформа¬
ций ширины шва. При этом, оче¬
видно, что сумма всех внутрен¬
них сил на всей длине шва и
сумма моментов этих сил отно¬
сительно любой точки должны
быть равны нулю.Ординаты кривой I" могут
быть получены из ординат кри¬
вой / (рис. 99) после соответствующего учета перемещений от*
параллельного смещения всей полосы на величину Д, (рис. 99)
и от поворота полосы как жесткого целого на угол а'-—-а".
В окончательном виде ординаты Ах кривой /" (рис. 99) могут
быть выражены как:Д^=Л-Д,-2. ig(a'_a"),где z = l — х.Ординаты кривой II могут быть получены из графика на
рис. 98, учитывая, что:\dx --= (0,С088 — )>jr) d.121Рис. 100. Перемещения конца полосы,
вызванные изменением ширины сты¬
кового шва.
Напряжения в отдельных точках по длине шва выразятся как= —A dx).Если проследить за изменением перемещения ц конца кромки
полосы в процессе сварки вследствие поворота и параллельного
смещения полосы, вызванных изменениями ширины шва, то не¬
трудно установить, что в начале сварки линия прогибов полосы
(кривая I) представляет собою достаточно плоскую кривую,
тогда как кривая II— изменения ширины шва — является до¬
вольно выпуклой кривой. По мере увеличения длины шва кри¬
вая I становится более выпуклой, тогда как кривая II—более
плоской (рис. 100). В связи с этим в начале сварки, когда длина
выполненного участка шва будет такова, что часть наплавлен¬
ного металла уже будет находиться в упругом состоянии, пере¬
мещения ц полосы будут направлены вверх (рис. 100, а), в неко¬
торый момент сварки дополнительные перемещения от изменения
ширины шва будут равны нулю, после чего перемещения ц станут
отрицательными, т. е. конец полосы под влиянием шва будет
перемещаться вниз либо только за счет смещения полосы на Дг
(рис. 100,6), либо за счет смещения и поворота полосы (рис. 100, в).
Таким образом, общая картина изменения перемещений конца
полосы в зависимости от положения дуги (от расстояния/) пред¬
ставится кривой, изображенной на рис. 100, г.35.	Суммарные деформации при сварке встык полос равнойшириныОбщий вид суммарной кривой, характеризующей изменение
общих деформаций полосы в процессе сварки и остывания,представится кривой, подоб¬
ной изображенной на рис. 101.Однако представленная на
рис. 101 кривая может доста¬
точно сильно меняться с изме¬
нением режима сварки и раз¬
меров полосы. Так, если про¬
следить изменение величины
зазора в конце шва при изме¬
нении ширины свариваемых
полос, то нетрудно убедиться
в следующем.Ширина конца шва после
полного остывания может быть
выражена следующей форму¬
лой:Ьшв — d0-\- 2/„з 2|i,где d0 — зазор в шве до начала сварки;/из. — перемещение конца каждой полосы в результате изгиба
полосы;Рис. 10'. Изменение суммарных дефор¬
маций в процессе сварки двух листов
встык.122
р. — перемещение конца каждой полосы в результате умень¬
шения ширины шва.Так как с увеличением ширины полосы прогиб /из умень¬
шается (в связи с уменьшением кривизны С'пр), а величина ц,
оставаясь всегда отрицательной, изменяется относительно слабо,
та при широких полосах и малых зазорах в шве конечная ши¬
рина шва может оказаться отрицательной (при/из.—►() и p>d0).
В то же время при узких полосах и, следовательно, достаточно
больших значениях /из ширина шва может оказаться больше
первоначального зазора (при /и^ > ц).Таким образом, становится очевидным, что уменьшение за¬
зора в процессе сварки и даже налезание полос друг на друга
совершенно не означает изгиба полосы выпучиной наружу
(рис. 102, а) и может иметь место при
вогнутой наружной кромке (рис. 102, б).Это подтверждается и относитель¬
ным значением прогибов в середине
и в конце полосы, а также линиями
прогибов полосы в различные мо¬
менты сварки.Для иллюстрации характера дефор¬
маций в различные моменты сварки
двух полос одинаковой ширины на
рис. 103 приведены кривые прогибов
каждой из свариваемых полос для
моментов времени: когда выполненаг/*
длины шва (кривая 12,5); г/2 длины
шва (кривая 25); 8/4 длины шва (кривая
37,5); весь шов непосредственно
после окончания сварки (кривая 50)
и после полного остывания шва (кривая оо)- На рис. 103, а
приведены кривые для случая сварки встык двух полос шири¬
ною 50 мм, на рис. 103, б—для полос шириною 100 мм и на
рис. 103, в — для полос шириною 150 мм. Режим сварки во всех
случаях был принят одинаковый.Из приведенных кривых видно, что ширина планки, сварен¬
ной из двух полос, весьма непостоянна по длине планки: наряду
с уменьшением ширины планки на некоторой части длины может
иметь место и увеличение ширины на остальной части длины
(как, например, для полос шириною А = 50 мм — рис. 103,
Приведенные кривые подтверждают установленные выше поло¬
жения об относительном значении деформаций, вызванных из¬
гибом полос и изменением ширины шва. Так, при узких полосах
(рис. 103, а) преимущественное значение имеет изгиб полос,
тогда как при широких полосах (рис. 103, в) наиболее сильно
сказываются деформации поворота при весьма слабом изгибе
полос. Особенно наглядно это видно из рис. 104, где приведены
кривые приращений ширины планки в различных сечениях по
длине для планок, сваренных из полос шириной 50, 100о	150 мм.Рис. 102. Характер общего из¬
гиба при нанолзанни друг на
друга кромок свариваемых ли¬
стов: а — обычно предполагае¬
мый; б—действительный.123
•I«с»У«аЬ'-3,55*=*©Рис. 103. Изгиб н перемещение наружных кромок при сватке встык.
Таким образом, изменения ширины планки в результате,
сварки, обычно обозначаемые термином „поперечная усадка”,
it действительности вызваны рядом явлений и меньше всего
закисят от „усадки“ наплавленного металла сварного шва.Естественно, что также неправильно отражает сущность про¬
исходящих явлений и термин „продольная усадка".Особенно показательным является тот факт, что при сварке
встык волокна, ближайшие к шву, оказываются длинее,
чем наружные волокна сваренной
пластины. Таким образом, там, где . ,„усадка" должна была проявиться
в виде наибольшего укорочения, т. е.
у сварного шва, — в действительности
оказывается либо удлинение волокон,
либо очень незначительное укороче¬
ние; там же, где усадка шва не могла
казалось бы сказаться сколько-нибудь
значительно, т. е. у наружных кро¬
мок,—в действительности имеет место
наибольшее укорочение волокон. Это
кажущееся противоречие разъясняется
весьма просто,если учесть изгиб сва¬
риваемых полос. При изгибе полос с
вогнутостью наружных кромок эти
последние должны укорачиваться, а
внутренние кромки свариваемых по¬
лос к моменту сварки оказываются
удлиненными. При дальнейшем осты¬
вании пластины и стремлении шва
уменьшить свою длину внутренние
волокна укорачиваются больше на¬
ружных, но все же общий характер
деформаций торцевых кромок пла¬
стины не меняется, так как укоро¬
чение отдельных волокон, вызванное
уменьшением длины шва, оказывается
значительно меньшим, чем деформа¬
ции, вызванные изгибом сваривае¬
мых полос. Однако такое положениеможет иметь место при относительно узких полосах, когда щ
изгиб достаточно велик. При увеличении ширины свариваемых
полос изгиб последних уменьшается, а потому влияние укоро¬
чения шва увеличивается, и при некоторой ширине сваренной
пластины можно будет наблюдать наибольшие укорочения у шва
и относительно меныиие у наружных продольных кромок.Удлинения и укорочения отдельных волокон сваренной пла¬
стины, вызванные изгибом полос при сварке и укорочением шва
при остывании, могут быть получены непосредственно из гра¬
фиков изменения относительных деформаций наружного и вну--г.чРис. 104. Изменение
пластины, сваренной
полос.ширины
из двухтреннего волокон при сварке встык, напримерпредставленных125
на рис. 96. Данные, взятые из таких графиков для момента пол¬
ного остывания пластин, сваренных из двух 50-миллиметровых
и двух 100-миллиметровых полос, приведены на рис. 105.Как видно из приведенного графика, во всех случаях внутренние
волокна оказались удлиненными, а наружные — укороченным».Однако как удлинение вну¬
тренних волокон, так и уко¬
рочение наружных умень¬
шается с увеличением ши¬
рины свариваемых полос.Рис. 105. Изменение конечных продольных
деформаций по ширине пластины.36.	Влияние прихватокПриведенные выше дан¬
ные относятся к случаю
сварки встык полос равной
ширины без примененияпри-
хваток. В производственной
практике обычно при сборке
под сварку для предвари¬
тельного соединения листов
между собою применяют
прихватки. Наличие прихва¬
ток ограничивает переме¬
щение листов при сварке,
но зато может увеличить
их изгиб. Для оценки влияния прихваток необходимо рассмо¬
треть простейший случай сварки встык двух полос, соединен¬
ных на конце прихваткой.Ввиду незначительных размеров прихватки ее можно рас¬
сматривать как шарнир, допускающий взаимный поворот листов
друг относительно друга, но препятствующий расхождению
кромок.В начальный момент, когда наплавленный металл шва нахо¬
дится в пластическом состоянии, наличие прихватки на конце
свариваемых кромок приводит к тому, что вместо перемещения
конца полосы в результате ее изгиба от нагрева (рис. 106, а)
изогнутая полоса как жесткое целое поворачивается в сторону
шва таким образом, что конец ее занимает положение, опреде¬
ляемое прихваткой (рис. 106, <J). При этом изменения стрелки
прогиба не происходит потому, что шов, находясь в этот момент
в пластическом состоянии, допускает любой поворот полосы,
не ок 1зывая при этом никакого сопротивления.Увеличение длины шва приводит к тому, что часть его пере¬
ходит в упругое состояние и начинает оказывать сопротивление
деформациям полосы. При отсутствии прихватки (рис. 106, в)
конец полосы некоторое время продолжает задираться вверх
(тем дольше, чем шире полоса). При наличии прихватки это
задирание конца невозможно, и в зависимости от ширины по¬
лосы h и расстояния I до прихватки полоса либо изгибается
(рис. lOG, г — если полоса достаточно гибка, т. е. отношение ljh
иелико, а участок шва, находящийся в упругом состоянии, от¬
носительно жесток), либо поворачивается как жесткое целое
(рис. 106, д — если отношение ljh мало, т. е. полоса достаточно
жестка, а мощность и сопротивляемость упругого участка шва
сравнительно малы). При этом в прихватке возникают растяги¬
вающие усилия.Дальнейшее продвижение дуги приводит к понижению сво¬
бодного конца полосы (рис. 106,е), что создает в прихватке
усилия сжатия, а в полосе —дополнительный изгиб, вызванный
сопоотивлением при¬
хватки (рис. 106, ж).Такое же увеличение
изгиба свариваемых по¬
лос происходит и в ре¬
зультате уменьшения ши¬
рины шва при остывании,
которое при отсутствии
прихватки приводит к по¬
вороту свободного конца
в сторону шва (рис. 106,з).При наличии прихватки
этот поворот невозмо¬
жен, и полоса изгибается,
как показано нарис. 106,и.В результате сумми¬
рования всех деформаций
изгиба стрелка прогиба
полосы, сваренной при
наличии прихватки, ока¬
зывается больше, чем
стрелка прогиба полосы,
сваренной без прихватки,
когда изменение ширины шва практически не увеличивает изгиба
полосы, вызванного ее неравномерным нагревом.Проведенные автором экспериментальные исследования под¬
твердили приведенную выше картину происходящих при нали¬
чии прихваток деформаций. Так, если при сварке встык двух
полос, шириною 50 мм, при отсутствии прихваток окончатель¬
ная стрелка прогиба наружной кромки составляла 1,44 мм (при
длине полос 500 мм), то наличие прихватки на конце сваривае¬
мых кромок увеличило стрелку прогиба до 1,75 мм. При сварке
встык двух полос, шириною по 100 мм, при отсутствии прихва¬
ток стрелка прогиба составила 0,54 мм (при той же длине по¬
лос), тогда как при наличии прихватки на конце свариваемых
кромок (при прочих равных условиях) стрелка прогиба достигла
1,81 мм. Значительно большее влияние прихватки при полосах
шириной 100 мм подтверждает то различие в деформациях гиб¬
ких и жестких полос, на которое было указано выше (рис. 106, г и д).
Действительно, при узкой полосе (А = 50 мм), при некоторой127*JРис. 106. Влияние прихватки на деформации
при сварке встык.
длине шва, прихватка вызывает обратный выгиб (стрелка / на
рис. 106, г), что уменьшает суммарную стрелку прогиба кромки
полосы, тогда как при широких полосах (или более часто по¬
ставленных прихватках) изгиб полосы, вызванный прихваткой,
в основном происходит в одной направлении.Характер деформаций полосы в процессе сварки при отсут¬
ствии и при наличии прихватки, установленный в результате
•экспериментальных работ автора, показан на рис. 107 и 108.Рис. 107. Поперечные деформации
полос в процессе сварки встык.Рис. 108. Поперечные деформации
полос в процессе сварки встык
при наличии прихватки на конце.Из сравнения деформаций видно, что при отсутствии при¬
хваток наряду с изгибом полосы происходит и ее поворот
(рис. 107), тогда как при наличии прихватки поворота полосы
в целом не происходит, з происходит лишь общее перемещение
полосы за счет равномерного уменьшения ширины шва (рис. 108).С увеличением числа прихваток картина деформаций изме¬
няется, и полоса приобретает волнообразный изгиб (рис. 109),
который, однако, тоже в значительной мере зависит от ширины
полосы и расстояния между прихватками. Увеличение числа
прихваток равносильно некоторому увеличению жесткости по¬
лосы, что, как отмечалось выше, приводит к увеличению изгиба,
но при достаточно частом их расположении эта жесткость ста¬123
новится уже настолько большой, что уменьшает изгиб полос
при сварке.Достаточно интересны в этом отношении результаты, полу¬
ченные в дипломной работе Земзина [30], выполненной в Ленин¬
градском политехническом институте в 1941 г. Как показали
проведенные эксперименты, при сварке встык полос шири¬
ною 200 мм стрелка прогиба при двух и четырех прихватках
оказалась больше, чем при сварке без прихваток; при шести
прихватках она стала такой же, как и при отсутствии их, и,
наконец, при „непрерывной прихватке" стрелка прогиба умень¬
шилась на значительную величину (рис. 110). Непрерывная при¬
хватка достигалась тем, что вместо сварки двух полос выпол¬
нялась наплавка в канавку, сделанную в планке, имеющей такие
же размеры, как и общие размеры двух собранных для сваркиполос, а профиль канавки того же вида, как и разделка шва.Таким образом, применение прихваток позволяет почти исклю¬
чить поворот свариваемых полос. Увеличение изгиба полос
при применении прихваток имеет значение лишь при относи¬
тельно узких полосах и широко расставленных прихватках. В тех
же случаях, когда свариваются достаточно широкие листы или
когда отношение ширины листа к расстоянию между прихватками
более двух, изгиб будет иметь очень малое значение. Следо¬
вательно, применение прихваток позволяет обеспечить равномер¬
ность деформаций при надлежащей их расстановке.37.	Деформации при сварке встык полос разной ширнныПри сварке встык двух полос разной ширины характер дефор¬
маций обеих полос будет различный, так как жесткость обеих,
полос—в силу их разной ширины—различная. При отн осительно
узких полосах преобладающее значение будет иметь из гиб обеих
полос, который, вследствие несимметричного расположения шва
в сваренной планке, приведет к изгибу оси шва. При относи¬
тельно широких полосах, когда изгиб каждой из свариваемых
полос невелик, основное значение будут иметь деформации, вы¬
зываемые изменением ширины шва при его остывании, которые
могут быть определены так же, как и при сварке встык двух
полос раиной ширины, и величина которых в малой мере за¬
висит от соотношения ширин свариваемых полос.9 II. О. Окерблом. 2381.	129'1Рис. 109. Характер де¬
формации при несколь¬
ких прихватках.	J	«	I			I	I	I	*	Ь 2 U В в W U Ш	Число прищ&аттРис. ПО^Изменение стрелки прогиба
полосы в зависимости от числа при-
: хваток.
Поэтому, чтобы разобраться в деформациях, возникающих
при сварке встык двух полос разной ширины, необходимо прежде
всего рассмотреть механизм явлений, вызывающих изгиб каждой
из свариваемых полос и всей сваренной планки.Схематически процесс развития деформаций при сварке двух
полос шириною и Лд можно представить в следующем виде.
Если для рассмотрения выделить небольшой по длине участок
шва, то можно принять, что наплавленный металл накладываетсяРис. 111. Схема возникновения деформаций при сварке встык двух полосразной ширины.на протяжении всей длины этого участка одновременно. Если
бы при этом полоса шириною Л, сваривалась с полосой такой
же ширины, то ось шва осталась бы прямолинейной, а полоса
изогнулась бы так, как это было указано выше в случае сварки
встык полос равной ширины, и имела бы на наружной кромке
вогнутость со стрелкой прогиба fi (рис. 111, а). Аналогичнополоса шириною Л2 при сварке с
такой же полосою получила бы
стрелку прогиба на наружной кром¬
ке /2 (рис. 111, б). Если бы отде¬
лить по прямолинейным осям шва
одну широкую и одну узкую полосы
и, не изменяя их деформирован¬
ного состояния, соединить их друг
с другом (рис. 111,0 — пунктирное
положение), то они не смогут
остаться в равновесии, так как мо¬
менты, действующие в широкой
полосе, не смогут быть уравнове¬
шены меньшими моментами, действующими в более узкой по¬
лосе.Действительно, если бы полоса шириною была сварена встык
с полосой такой же ширины, то кривизна ее была бы, как это
следует из предыдущего, С„р1(рис. 112). Если бы, разрезав по оси
шва, мы предоставили полосе свободно деформироваться, то в пер¬
вом приближении можно предположить, что полоса изогнулась
бы так, как в случае наплавки валика на кромку, т. е. ее кри¬
визна была бы С„р,.В действительности она изогнется так, как изгибается после
снятия закреплений полоса, которой при сварке был дан предва¬
рительный обратный выгиб (см. гл. XII).130Рис. 112. Кривые изменения кри¬
визны при сварке встык и при
наплавке на кромку.
Изменение кривизны от Сп', до Cnpi вызывается моментом,
величина которого составляет— (С„Р1 Cnpi) EIltгде Е—модуль упругости;1г— момент инерции сечения полосы шириною Л,.Соответственно изгибающий момент, действующий во второй
полосе шириною Л2, составляет= (^пр2 ^пР2)Так как момент М3 неравен моменту Mlt то сваренная планка
будет изгибаться до тех пор, пока моменты, действующие в
обеих полосах, не выравняются. При этом момент в широкой
полосе будет уменьшаться, а момент в узкой полосе будет уве¬
личиваться. Величина момента М, под действием которого про¬
изойдет изгиб планки, может быть определена из выражениям1—м= М2 + М,откудаМ = ±(М, —М2).Однако ввиду того, что момент в узкой полосе Мг обычно
близок к предельному моменту (пластическому моменту Мт ),
и, следовательно, при изгибе полосы будет происходить лишь
рост пластических деформаций без увеличения момента М„, то
приведенные выражения примут видМх—М = М2;М = Мг - Л*,.Стрелка прогиба планки, полученная под действием изгибаю¬
щего момента М, составитf — М1Ъ _~ 8-E-Ii,2 »где Л,2 — момент инерции сечения сваренной планки.Подставляя значение М, выраженное через кривизну и мо¬
менты' инерции сечений свариваемых полос, получим, (сп'р-сnPi)'.-(c;2-cllp2)/2 л/м —	7^	’ 8 •Общий изгиб сваренной планки наложится на изгиб, получен¬
ный каждой полосой в отдельности. Так, если бы каждая полоса
сваривалась с такой же по ширине полосой, то стрелка прогиба
наружной кромки широкой полосы составила быf - С' ?■> 1 — nPi 8Соответственно для узкой полосы имели быU = C 1--	<12)'2 ЬпР2 8
Так как полосы сварены, то стрелка прогиба их наружных
кромок составится, как сумма стрелки прогиба, полученной
каждой полосой в отдельности, и стрелки прогиба, вызванной
во всей плапке вследствие действия неуравновешенного момента.Стрелка прогиба наружной кромки составит для широкой по¬
лосы (рис. 111,в)/шир =/l—/м ",	(13)для узкой полосы/уя — Л+/м*	(14)Для некоторых частных случаев будем иметь:При сварке полос равной шириныhx *= А2; Сп[)1= Спр2; Спр1 = С„р2; 1г — /4,
а следовательно,/м = О И /шир = /уз = fi = /»•При наплавке валика на кромкуh2 — 0; Спр2 = C"np2 = 0; /2 = 0;следовательно,/м =(СПр1? ^npi) -gи/шир =/] /м — Спр1 -g (СПР1 Спр1) -g- = Cnpi-g,т. е. получаем то же, что было определено при рассмотрении
случая наплавки валика на кромку.При приварке полосы к жесткому основанию/и = О,так как Л,2 = оо
и, следовательно/шир = fitт. е. стрелка прогиба наружной кромки будет такая же, как и
в случае сварки встык двух полос равной ширины, что уже отме¬
чалось выше.Таким образом, изгиб свариваемых полос и всей планки в
целом зависит от соотношения ширин свариваемых полос.38.	Зависимость деформаций от соотношения ширин
свариваемых полосЕсли рассмотреть изменения конечной стрелки прогиба полосы
шириною hx при изменении ширины Лг привариваемой к ней вто¬
рой полосы, то характер изменений представится кривой, изо¬
браженной на рис. 113.При отношенииJ2 = 0132
прогиб наружной кромки полосы шириною hi будет положитель¬
ный (выпуклость) и равный прогибу при наплавке валика на
кромку.При отношенияхстрелка прогиба постепенно уменьшается и даже переходит в
отрицательную (вогнутость наружной кромки).При отношении1стрелка прогиба всегда отрицательна, причем с увеличением этого
отношения величина стрелки прогиба растет незначительно и,
наконец, начинаетуменьшаться,достигаял,Рис. 113. Изменение стрелки прогиба
в зависимости от ширины свариваемых
полос.при отношении
оо того же значения, как^2 1и при отношении 'А =1-Подобные кривые, вычи¬
сленные для некоторых значе¬
ний ширины полосы ht при
приварке к ней полос различ¬
ной ширины h2, приведены на
рис. 114.Из приведенных данных
следует, что при сварке встык
двух полос разной ширины их
деформации могут быть весьма
различны — в зависимости отсоотношения ширин свариваемых полос. На рис. 115 схемати¬
чески изображены возможные случаи деформированного состоя¬
ния свариваемых полос, из которых видно, что стрелки прогиба
наружных кромок могут иметь одинаковые знаки (рис. 115, в),
могут иметь разные знаки (рис. 115, а) и, наконец, могут суще¬
ствовать случаи, когда однп из свариваемых полос остается
практически прямолинейной (рис. 115,(5).Характер изменения деформаций в процессе сварки и осты¬
вания показан на рис. 116.Если изменение стрелки прогиба наружной кромки полосы
шириною Aj при наплавке валика на кромку изображается кри¬
вой 1 (рис. 116), то при сварке встык двух полос равной ши¬
рины характер деформаций их кромок изобразится кривой 2.
В последнем случае стрелки прогиба наружных кромок, изменяясь
по величине, остаются отрицательными во все время сварки и
остывания. При сварке встык двух полос разной ширины (Ла <AJ
стрелка прогиба наружной кромки полосы шириною h1 будет
изменяться по кривой 3, которая расположится между кри¬
выми 1 и 2. При Л2 > ht изменение стрелки прогиба полосы шири¬133
ною hi представится кривой 4, причем с увеличением А, кривая 4
будет приближаться к кривой 2 и совпадет с ней при А2 = оо.ilHnnm	■■■ипчПТГТf’O
-V'	Л-iРнс. 114. Зависимость стрелки прогиба от ши¬
рины полос.Рис. 115. Характер
деформаций двух сва¬
риваемых полос в за¬
висимости от соотно-
* *шения их ширин.Из представленных кривых видно, что в начальный момент
сварки развитие деформаций полосы шириною Л1 происходитво всех случаях одинаково,
независимо от соотношения
Л,ширин y, и лишь после того,как часть наплавленного ме¬
талла сварного шва жестко
свяжет свариваемые полосы,
их деформации становятся
различными—в зависимости
от величины соотношения ши¬
рин свариваемых полос.Отмеченный выше харак¬
тер продольных деформаций
при сварке встык полос рав¬
ной ширины (рис. 105) осо-
бенно показателен при сварке
встык двух полос разной ширины. На рис. 117 приведены гра¬
фики замеренных автором на опыте конечных изменений длины
продольных волокон пластин, полученных в результате сварки
встык полос шириною-110 мм с полосами шириною: 50, 75,100,
125 и 150 мм.131Рис. 11G. Кривые изменения стрелки
прогиба.
Нетрудно убедиться, что характер изменения продольных
деформаций различных волокон вполне соответствует характеру
изгиба свариваемых полос, который в свою очередь вполне
согласуется с теми теоретическими положениями, которые были
приведены выше.Так, при сварке двух полос шириною 100 мм каждая их
наружные кромки, как это указывалось выше, должны получить
вогнутость. При этом наружные волокна должны быть короче
внутренних. Это и наблюдается в действительности, как видно
из рис. 117, в. В случае приварки к полосе шириною 100 мм бо¬лее широких полос изгиб 100-миллиметровой полосы будет уве¬
личиваться, оставаясь того же знака (с вогнутостью на наружной
кромке). Соответственно этому изменяются и продольные дефор¬
мации (как это видно из рис. 117, г и д). Наружная кромка укорачи¬
вается, внутренняя кромка удлиняется по сравнению с ее раз¬
мером в случае сварки двух равных по ширине полос (рис. 117, в).'
При этом внутренняя кромка не только достигает первоначальной
длины, но даже несколько удлиняется (рис. 117, <?). В случаях,
когда к полосе шириною 100 мм привариваются более узкие
полосы (рис. 117,а и б), то изгиб 100-миллиметровой полосы
меняет свой знак (наружная кромка становится выпуклой), в
соответствии с чем укорочения наружных волокон становятся
меньше укорочений внутренних волокон, а при весьма малой
ширине привариваемой полосы (в данном случае при h — 50 мм,
рис. 117, а) наружные волокна даже удлиняются по сравнениюРис. 117. Изменение продольных дефор¬
маций по ширине сваренной пластины
в зависимости от соотношения ширины
свариваемых свободных полос.Рис. 118. Изменение продольных
деформаций по ширннс сварен¬
ной пластины в зависимости от
соотношения ширин свариваемыхполос при наличии прихватки.135
с их первоначальной длиной. Узкие же привариваемые полосы,
изогнутые более сильно, нежели при сварке встык с полосами
равной им ширины, должны получить более сильное укорочение
наружных волокон и меньшее укорочение или даже удлинение
внутренних волокон.О влиянии прихваток при сварке встык двух полос разной
ширины можно судить по приведенным на рис. 118 эксперимен¬
тальным данным о продольных деформациях, полученных при
сварке встык полос таких же размеров, как и в случае, приве¬
денном на рис. 117, но схваченных по концам кромок прихват¬
ками. Из сравнения продельных деформаций при отсутствии и
при наличии прихваток (рис. 117 и 118) видно,что 100-миллиме¬
тровые полосы при прихватках во всех случаях оказались изо¬
гнутыми в одном направлении (с вогнутостью наружной кромки),
что изгиб всех полос оказался больше при наличии прихваток
и что внутренние волокна в большинстве случаев получили удли¬
нения по сравнению с их первоначальной длиной. Имея в виду,
что прихватка на конце свариваемых кромок приводит, как было
показано выше, к увеличению изгиба главным образом в сторону
зазора шва, полученные результаты экспериментальных исследо¬
ваний являются вполне закономерными и подтверждающими тео¬
ретическую схему влияния прихваток, приведенную „выше.39.	Характер напряжений, возникающих при сварке встыкОтмеченный в предыдущих параграфах характер деформаций
свариваемых листов определяет и возникающие при сварке на¬
пряжения. Хотя величина напряжений в свариваемых элементах
еще не характеризует прочности элемента, так как помимо упру¬
гих деформаций имеют место и пластические деформации, не
учитываемые величиной напряжений, но существенно отражаю¬
щиеся на прочности конструкции, тем не менее знание характера
распределения напряжений, возникающих при евчрке, является
необходимым для общей оценки работы конструкции под нагруз¬
кой.Распределение продольных напряжений (направленных парал¬
лельно шву) в сечениях, перпендикулярных оси шва, приведено
на рис. 119 для случаев, когда свариваются две равные по ши¬
рине полосы, когда одна из свариваемых полос уже другой и
когда одна из свариваемых полос отсутствует (случай наплавки
на кромку). На рис. 119, а приведены диаграммы тепловых де¬
формаций и действительных деформаций Д в случае наплавки
валика на кромку полосы для двух моментов времени: для мо¬
мента, соответствующего наибольшему нагреву (сечение с наи¬
большей шириною зоны распространения температур выше 600°),
и для момента полного остывания. Кроме того, там же приве¬
дены эпюры распределения остаточных напряжений о в рассма¬
триваемом сечении после полного остывания полосы. Нижняя
эпюра остаточных напряжений соответствует таким размерам
полос и таким тепловым режимам наплавки, при которых полу¬136
чается широкая зона разогрева (больше 0,15 от полной ширины
полосы). Вторая (снизу) эпюра остаточных напряжений соответ¬
ствует таким размерам полос и таким тепловым режимам наплавки,
при которых ширина зоны разогрева не мревосходит 0,15 ширины
полосы.Если вместо наплавки валика на кромку полосы к ней при¬
варить узкую полоску шириною A2<Ai (рис. 119, б), то в момент
наибольшего нагрева полоса шириною А, (в случае такого же
распределения температуры, как и при наплавке на кромку)кромку и^в пластине, сваренной из двух полос.будет иметь те же действительные деформации, как и при на¬
плавке на кромку; так как в этот момент времени в рассматривае¬
мом сечении узкая полоса (Л„) никакого влияния на широкую
полосу (А,) не оказывает из-за пластичности металла шва, нагре¬
того свыше 600° на всем протяжении от рассматриваемого сече¬
ния до дуги. Соответственно широкая полоса не оказывает ни¬
какого влияния на деформации полосы шириною А,.После окончания сварки и полного остывания сваренных полос
их напряженное состояние определится теми действительными
деформациями, которые будут иметь обе полосы. Если ширина
узкой припариваемой полосы достаточно мала, то, как указыва¬
лось выше, она почти не окажет влияния на деформации широ¬
кой полосы, которая изогнется лишь немногим меньше, чем в
случае наплавки на кромку. В то же время узкая полоса не сможет137
распрямиться хотя бы на столько, на сколько она распрямляется
при сварке с полосой одинаковой с ней ширины. В результате
напряжения будут иметь вид, приведенный на второй снизу эпюре.
В случае большей ширины Л2 широкая полоса не сможет изо¬
гнуться в обратную сторону, и эпюра конечных напряжений пред-
3пара продольных	ставится нижней эпюрой. Таким обра-			зом, на наружной кромке широкойплиты могут быть как напряженияа)напря&сении^1ШШЖ7ЛJnapo тпершЬ/х,
' напряженийОсЬrmK. yfWl ш5а
УЦЦЦ||[Ц)|}|Д^ 	Рис. 120. Распределение на¬
пряжений в пластине, сва¬
ренной из двух полос.Рис. 121. Эпюра распределения по¬
перечных напряжений по длине шва.растяжения, так и напряжения сжатия, в то время как наружная
кромка узкой полосы всегда остается сжатой.Наконец, при сварке полос равной ширины {h2 = hx) дефор¬
мации обеих полос будут одинаковыми и эпюры напряженийбудут симметричными относи¬
тельно оси шва (рис 119, в); ниж¬
няя эпюра относится к случаю
сварки более широких листов.Из приведенных эпюр видно,
что в районе шва почти во всех
случаях продольные напряжения
равны пределу текучести растя¬
жения, а в некоторых случаях
(при сварке узких полос с широ¬
кими) и на наружных кромках
узких полос напряжения равны
пределу текучести сжатия.Распределение продольных напряжений вдоль оси шва в свар¬
ной бесконечной пластине представилось бы прямой линией.
В пластине конечной длины распределение продольных напря¬
жений по оси шва представится эпюрой, приведенной на рис. 120, а.Поперечные напряжения сильно зависят от метода наложения
шва, но характер их распределения чо ширине листа таков, что
наибольшей величины они достигают у оси шва, быстро умень¬
шаясь по мере удаления от шва (рис. 120, tf).Распределение поперечных напряжений вдоль оси шва может
сильно меняться в зависимости от метода наложения шва, о чемРис. 122. Распределение поперечных
напряжений по длине шва по Фрид-
лендеру.138
будет сказано ниже (§ 67). При сварке встык двух свободных
листов равной ширины в шве возникают напряжения, эпюра кото¬
рых по длине шва имеет вид, приведенный на рис. 121. В случае,
если бы они не превосходили яредела текучести, их эпюра имела
бы вид, представленный на рис. 121, а. При возникновении пла¬
стических деформаций эпюра приобретает вид, показанный на
рис. 121,6. Более точно эпюра напряжений может быть опреде¬
лена путем наложения деформаций, вызываемых изгибом, на
деформации, определяемые изменением ширины шва.При достаточно широких полосах влиянием изгиба можно
пренебречь, и тогда напряжения в шве будут определяться только
изменениями ширины шва в процессе наложения шва. Предпо¬
лагая укорочение каждого отдельного участка по длине шва
одинаковым, Фридлендер [31] определил те напряжения, которые
возникнут в шве в связи с неодновременным наложением отдель¬
ных участков шва.Рассматривая ранее выполненную часть шва как элемент, под¬
вергающийся внецентренному сжатию (рис. 122) силами, вызван¬
ными укорочением элементарного участка шва длиной dx, полу¬
чим напряжения do' в сечении, расположенном в расстоянии z
от начала шва, в видегде р — напряжение в сечении х от укорочения шва.Полные напряжения ч'2 от всего шва на протяжении от z до L
составятL	L4-/Нп-5г-р(-21п 7 +6 £--б} •Если к напряжениям о' добавить собственные напряжения
растяжения в" —tp, то суммарные напряжения составят:21п± + бЛ-5)-Распределение напряжений ог по длине шва представлено на
рис. 122, б. В приведенных выше расчетах предполагалось, что
в шве будут иметь место только упругие деформации, в дей¬
ствительности же будут и пластические деформации, которые
изменят конечную эпюру поперечных напряжений в шве.Следует обратить внимание на то, что характер эпюры попе¬
речных напряжений от изменений ширины шва противоположен
эпюре распределения поперечных напряжений от изгиба свари¬
ваемых полос. При полосах не очень большой ширины будут
действовать и те и другие напряжения, сумма которых может
дать эпюру, весьма сильно зависящую от размеров свариваемых
полос.139
Приведенные данные дают представление о распределении
продольных и поперечных напряжений в сваренной пластине от
наложения однослойного шва. Влияние последующих слоев рас¬
сматривается в гл. VIII, так как наложение второго слоя анало¬
гично наплавке валика на пластину, имеющую начальные на¬
пряжения.40.	Влияние закреплений свариваемых листовВ случае закрепления внешних свободных кромок сваривае¬
мых истык листов так, чтобы исключался их изгиб, но допуска¬
лись продольные деформации, распределение деформации в ка¬
ждом листе было бы аналогичным слу¬
чаю наплавки валика на кромку закре¬
пленной полосы. При этом после выпол¬
нения сварки оба листа оказываются
связанными жестко между собой швом
и потому даже после снятия закрепле¬
ний они уже не смогут деформиро¬
ваться так, как изгибалась после сня¬
тия закреплений полоса, на кромку ко¬
торой наплавлялся валик.Характер распределения продольных
деформаций в случае сварки встык двух
листов равной ширины для различных
моментов времени представлен . на
рис. 123.Распределение продольных деформа¬
ций приведено для момента времени,
соответствующего наибольшей ширине
зоны нагрева, на рис. 123, а, для мо¬
мента после полного остывания—на рис.
123, £ Снятие закреплений не изменит
эпюры распределения продольных напря¬
жений, которые, как это видно из срав¬
нения с нижней эпюрой на рис. 119, в,
имеюттакой же вид, каки для случая сварки широкихлистов.Таким
образом, и при сварке встык увеличение ширины листов (с точки
зрения продольных деформаций и напряжений) приближает ко¬
нечные деформации к тем, которые имеют место при полном
закреплении кромок от изгиба.Кроме продольных деформаций и напряжений, при сварке
закрепленных листов возникают поперечные напряжения. Как
»то было показано Вертманом и Мором [32], поперечные напря¬
жения, возникающие при сварке листов с закрепленными на¬
ружными кромками и свободными (без прихваток) внутренними,
вызываются не только уменьшением ширины шва (усадкой на¬
плавленного металла), но и деформациями, вызванными нагре¬
вом самих свариваемых листов (рис. 124). Так, в процессе сварки
свариваемые листы нагреваются, и вследствие этого должны140Рис. 1?3. Продольные дефор¬
мации н jjiос с закреплен¬
ными кромками при сварке
их встык.
расширяться. Закрепление наружных кромок полос дает свободу
для расширения только в сторону шва, вследствие чего зазор
между листами уменьшается. Уменьшение зазора в стыке будет
тем больше, чем сильнее нагреются свариваемые листы, что
зависит от размеров выполняемого слоя шва и от применяемых
электродов. При остывании листы должны были бы принять
свои первоначальные размеры, однако этому будет препятство¬
вать выполненный к этому времени сварной шов. В результате
в сварном шве и в листах появятся напряжения растяжения,
пропорциональные относительным уменьшениям зазора шва при
нагреве и относительным уменьшениям ширины шва при осты¬
вании.Действительно, при выполнении сварки электродами, коэфи¬
циент наплавки которых равен г/а-ч, со скоростью v см/сек.
вес наплавленного металла на
длине Г см составит3600-wг! см.При сечении наплавляемого слоя
F (см2) вес слоя на длине 1 см бу¬
детg' = F • f (г 1см).Из условия равенства обоих ве¬
сов определится необходимая сила
тока:^ f-r.p.3600Рис. 124. Изменение зазора в ре¬
зультате иагрсва свариваемых
встык закрепленных полос.Следовательно, при выполнении шва сечением F (смг) будет
выделяться на длине 1 см Q кал тепла, равноеQ — 0,24- U • / • - •’	VНа нагревание листов при этом пойдет
О' = 0,24гг^/./Л1\где *1 — коэфициент использования тепла электрической дуги.При теплоемкости металла листов с последние нагреются до
некоторой средней температуры Т°, равнойт 	Ф	= 0.24 -г, -и-IВ'Ъ’Ч-с B-o-y-c-VПри этом удлинение свариваемых листов (или, что то же,
уменьшение зазора в стыке) составитАВ = хТ-В0,24-a. ч-и-1
S-y-c-v ’где а — коэфициент линейного расширения.141
После подстановки значения / получим. п	0,24-ct*т|-3600•£/ —т. е. уменьшение ширины зазора в стыке будет тем больше,
чем больше будет площадь поперечного сечения шва F.При остывании листов, что будет происходить уже после
того, как шов будет наложен и приобретет упругие свойства,
они должны будут укоротиться на величину А В, а шов, осты¬
вая от температуры 600° до температуры окружающей среды,
должен будет укоротиться на величинугде d — средняя приведенная ширина шва.Таким образом,- на длине В между закреплениями должно
произойти укорочение, равное (после подстановки численных
значений величин а, ц, с и U)Напряжения в шве и в основном металле при этом будутгде Е—модуль упругости.При наложении второго слоя нагрев основного металла вы¬
зовет напряжения сжатия в шве и в основном металле, которые
при остывании снимутся. В листах и в наплавленном металле
останутся лишь напряжения, вызываемые уменьшением ширины
шва при его остывании.При применении прихваток уменьшения зазора в стыке
вследствие нагревания основных листов не произойдет, так как
этому будут препятствовать прихватки. Зато напряжения, вы¬
званные остыванием наплавленного металла, увеличатся, так как
все деформации должны произойти только за счет наплавлен¬
ного металла При этом напряжения в шве будут достигать
предела текучести и сопровождаться пластическими деформа¬
циями растяжения, достигающими величины, равной при¬
мерно 1%-Из приведенной выше формулы (15) следует, что в целях
уменьшения напряжений необходимо увеличивать расстояние
между закреплениями и уменьшать площадь поперечного сече¬
ния первого валика шва, что соответствует, в частности, тре¬
бованию технических условий на производство сварочных работ,
где для первого слоя стыковых швов ограничивается диаметр
электрода 3—4 мм.Кроме отмеченных, в шве и в сваренных листах могут воз¬
никнуть напряжения, вызванные уменьшением угла раскрытия
шва, о чем будет сказано ниже (гл. VII).Ad = a-600-d,Л£ + Д<* = 9,4 -4 + 0,072d.(15)142
ГЛАВА VIIДЕФОРМАЦИИ ИЗ ПЛОСКОСТИ СВАРИВАЕМЫХ ЛИСТОВ
ПРИ СТЫКОВЫХ^И УГЛОВЫХ ШВАХ41.	Деформации при однослойных стыковых швахКроме рассмотренных выше деформаций в плоскости свари¬
ваемых листов, при сварке встык происходят деформации, вы¬
ходящие из первоначальной плоскости свяриваемых листов.Так, при применении -о-шва (рис. 125) отдельные волокиа
шва, расположенные на различных уровнях го толщине свари¬
ваемых листов, вслед¬
ствие разной их длины
будут при остывании уко¬
рачиваться, в результате
чего произойдет не толь¬
ко уменьшение ширины
шва, но и поворот спари¬
ваемых листов на некото¬
рый угол Друг относи- piICi 125. Деформации полос, сваренных встык
тельно друга.	и-швом.При небольшой ши¬
рине одного из свариваемых листов изменение угла раскрытия
сварного шва приведет к полному отрыву узкого листа от того
основания, на котором он лежал; при значительной ширине сва¬
риваемых листов произойдет частичный отрыв одного или обоих
листов от основания и образование выпучин с одной стороны
или по обе стороны'от шва. Таким образом, характер деформа¬
ций определяется уменьшением угла раскрытия сварного шва
и размерами и степенью закрепления свариваемых листов.Если предположить, что основной металл не влияет на угло¬
вые деформации, и эти последние определяются только напла¬
вленным металлом, то уменьшение угла раскрытия шва при од¬
нослойном шве может быть приближенно определено следующим
образом. Если первоначальный угол раскрытия шва обозначить
через 6, а толщину свариваемых листов через 5, то длина Ь
наиболее длинного (наружного) волокна может быть выражена
следующей формулой (рис. 126):ft = 25- tg®.143
При остывании наружное волокно шва укоротится на вели¬
чину Д, равнуюДо тех пор пока наплавленный металл будет находиться
в пластическом состоянии, никаких деформаций не произойдет.
После достижения наплавленным металлом температуры 600° и
приобретения им некоторых упругих свойств начнет происходить
укорочение отдельных волокон наплавленного металла, которое
и приведет к уменьшению угла раскрытия стыкового шва. Если
разбить весь шов на элементарные треугольники с основаниемС некоторым приближением (в сторону увеличения угла Р) мож¬
но принять hx = b, тогдаТак как при остывании шва от температуры 600° до 0 относи¬
тельное укорочение наплавленного металла составита Т = 0,0088,то угол раскрытия сварного шва уменьшается при этом на ве¬
личинуи, следовательно, один из листов повернется по отношению
к другому листу на угол [J.Как видно из выражения для р, угол поворота зависит от
величины угла раскрытия шва в и не зависит от толщины шва.
Чем больше угол раскрытия б, тем больше угол поворота [Л.
144S. — <t’T'b = 2O.bb 1 0.5 bих по линии наружного волокна,
то укорочение • Т • dx осно¬
вания элементарного треуголь¬
ника уменьшит угол, образуемый
сторонами этого треугольника,
на величинуПолный угол Р, на который
уменьшится первоначальныйугол
раскрытия шва 6, составитft'200Рис. 126. Угловые деформации сты¬
кового шва.Р~2• a T‘tg 2= 0,0176-tg 2,(iв
Ниже, в табл. 4 и на рис. 127 приведены значения углов для
различных значений угла раскрытия шва в.Таблица 450т7»УО11»1зв1500,470,58о,7а1,001,432.143,730,0080,0100,0130,0180,0250,0380,066Примечание. Все величины даны для однослойного шва.Как отмечалось выше, приведенные формулы для угла ?, на
который уменьшается угол раскрытия шва 0, получены в пред¬
положении, что основной металл не влияет на величину угла.Если учесть, что отдельные волокна по толщине основного
металла нагреты неравномерно, а следовательно, их деформации
при остывании будут не одинаковыми, то, очевидно, угол бу¬
дет зависеть не только от размера наплавленного металла, но
и от основного металла, находившегося при нагреве в пласти¬
ческом состоянии. Влия¬
ние основного металла
можно приближенно
учесть, как это сделано в
работе Пухова Г. А. [33],
еелл вместо угла раскры¬
тия шва 0 (соответству¬
ющего состоянию до
сварки) принять угол 6,,
который соответствует
некоторому условному
углу раскрытия шва, учи¬
тывающему не только шов, но и зоны разогрева основного
металла. Границы зоны разогрева будут приблизительно
повторять очертание самого шва (рис. 128, а); практически
можно предположить два предельных случая: а) когда гра¬
ницы зоны разогрева будут параллельны скошенным кромкам
листов Грис. 128, <Т), т. е. угол 0, = 0, и б) когда верхние во¬
локна окажутся нагретыми больше, чем нижние (рис. 128, в) и
угол 0, > 0. В первом случае углопая деформация будет такая
же, как и при учете влияния одного наплавленного металла; во
втором случае она будет определяться величиной угла 0„ ко¬
торый приближенно может быть учтен, если предположить,
что длина верхнего укорачивающегося волокна будет увеличена
и составит e-f-2 s.10 М. О. Окерилом. 2381.	145т\Рис. 127. Зависимость угловых деформаций
от угла раскрытия шва.
Таким образом, при учете влияния основного металла сле¬
дует принимать:Для определения 's можно вос¬
пользоваться приведенной выше
табл. 3 и графиком на рис. 127,
если вместо угла раскрытия шва
6 принять Oj, для которого:42.	Влияние закреплений на угло¬
вые деформации и напряжения
в однослойных стыковых швахВеличина угла поворота может
быть значительно снижена, если
в процессе сварки н остывания
свариваемые листы будут закре¬
плены от поворота. Так, например,
если свариваемые листы на рас¬
стоянии I от шва будут закреплены
(рис. 129), то наружное волокно шва при остывинии не сможет
укоротиться на полную величину Д, а укоротится только наРис. 128. Схема влияния на угло'
вые деформации основного ме¬
талла.такую величину Да, на какую удлинятся наружные волокна основ-
' ного металла. Не осуществившаяся часть укороченияAj = 0,5 Д — Ajбудет представлять собою удлинение волокон наплавленного
металла в результате наличия закреплений. Действительно, если
бы листы были не закреплены, то сечение 01 по скошенной
146
кромке листа повернулось бы на угол ~ и заняло положение 02(рис. 129). Однако вследствие наличия закрепления листов и
невозможности их свободного поворота сечение 01 займет не¬
которое промежуточное положение 03, определяемое удлине¬
нием основного металла и наплавленного' металла Д2. Поло¬
жение 0,3 явится таким, при котором воздействия основного
металла на шов и шва на основной металл равны, что будет
иметь место при равенстве напряжений о в шве и в основном
металле.Для определения угла поворота 4>-, на который повернетсясечение 01 при наличии закреплений, можно рассмотреть де¬
формации балки, находящейся под действием усилий, которые
развиваются в результате остывания шва, и под действием
опорных моментов и продольных сил (рис. 129, б).Величина опорного момента найдется из условия равенства
нулю угла поворота опорных сечений. Так как в результате
воздействий на балку только усилий, создаваемых швом, опор¬
ные сечения повернутся на угол [i/3, а под действием однихопорных моментов М — на угол	то суммарный поворотопорных сечений составит:& лиЕ1Из условия равенства нулю угла ? получаем:М — —	— = Е-^— • ЧI 2 24/ 'Величина продольной силы Р может быть найдена из условия,
что при повороте напряжения на нижней кромке балки равны
нулю. Тогда для прямоугольного сечения балки41-^;б = 0 и Р=~>0	0*-	огде о — толщина листа.Напряжения в верхнем волокне балки под действием сил
М и Р составят:Р , jW-6 12 м с о а
* = -Г + I*- = "gi- = Е "2/ ’ ?или, подставляя вместо угла р его выражение через температуру Т,
получим:<j=s (600—Г). ±.Е.При этом удлинение Дх наружного волокна основного металла
(на половине пролета) выразится:д.- £-(/-4-)-“(МО-7)4-^ •<	н:
Соответственно угол поворота Jit приближенно может быть
принят:Р| == = * (600- П"§г • --р6 .Обозначая	« получим:= а (600— Л • -t- ■ = 8.11	7 * л “ипли\ — а (600 Т) tg "zJ,где в — угол раскрытия шва.Предел текучести в, будет достигнут, как это следует из при¬
веденного выше выражения для а приТ — 600 — -=**'- п = 600 — 100 п.С. *2При дальнейшем остывании шва возрастания усилий
происходить не будет, так как в шве появятся пластические
деформации, которые будут увеличиваться по мере остыва¬
ния шва.Для того чтобы в процессе всего остывания не появились
пластические деформации в шве, необходимо, чтобы к моменту
полного остывания (Т — 0) напряжения не превосходили os. Это
может быть, если п >6. При больших значениях п пластических
деформаций в шве не будет, при меньших значениях они не¬
избежны.Таким образом, в шве могут существовать и упругие и пла¬
стические деформации.Упругие деформации в шве составляютл= = ‘а’ =а (60°-Г) 4г'На рис. 130 приведено схематическое изображение измене¬
ний деформаций и Дг в процессе остывания и показана область
пластических деформаций в наплавленном металле. До темпера¬
туры растут как деформации Д,, так и деформации Д]Л в сумме
составляющие деформацию 0,5 Д. В момент достижения темпе¬
ратуры 7\ напряжения с достигают предела текучести, после
чего развитие деформаций Дд основного металла прекращается,
так как усилие, оказываемое наплавленным металлом, достигает
своего максимума и при дальнейшем увеличении разности 600°—Т
остается постоянным. При этом рост деформаций шва Д приводит
к появлению в нем пластических деформаций.Развитие упругих деформаций Aj для различного расположе¬
ния закреплений по отношению к линии шва (различные значе¬
ния п) показано на рис. 131.Если после остывания снять закрепления, то один из листов
повернется по отношению к другому на величину:’48
илиР' = tgy	=7.(600— 7) ■ ь=2 a(600— Г) г-tg ~P' =sпри этом величина угла V не может быть больше угла ji = ,а потому, если по приведенной выше формуле р1 получается
больше р, это означает, что напряжения в шве меньше os и f/ = (J.Таким образом, для уменьшения конечных деформаций не¬
обходимо, чтобы удлинение А] было наименьшим, что возможно
при заданном угле в раскрытия шва лишь путем уменьшениявеличины п, т. е. расстояния
линии закрепления от оси шва.ОстЬвачиеП = 0' п=г_		t>=Vу=а (soo-tJ'vKТ)^6h“Рис. 130. Схема развития деформа- Рис. 131. Развитие деформаций и на¬
ций в основном н в наплавленном пряжений в шве и в основном металле
металле в процессе остывания шва. в зависимости от расстояния междузакреплениями.Применение закреплений, расположенных на большом рас¬
стоянии от шва, почти не оказывает влияния на конечные
деформации.Деформации в районе стыкового шва, в случае расположе¬
ния шва на весу, при достаточно большом расстоянии закрепле¬
ний от оси шва (когда имеют место малые продольные усилия)
могут быть приближенно определены, если на деформации по¬
ворота при отсутствии закреплений наложить деформации, вы¬
званные опорными моментами, заменяющими влияние заделки
(рис. 132).При отсутствии заделки и достаточно большом пролете 21
(/г>10) прогиб в расстоянии х от опоры можно приближенно
считать равным (рис. 132, а):/о = •*•*!? -?-■148
Прогиб от действия опорных моментов в сечении на рас¬
стоянии х от опоры/Рис. 132. Общие деформации сваривае- Рис. 133. Общие деформации свари-
мых встык закрепленных полос.	ваемых встык закрепленных полоспри отсутствии перемещения стыко¬
вого шва.Действительный прогиб от совместного действия угловых
деформаций шва и опорных моментов составит:Л=/м-/о = Х	2--*tg-|- = - 2, • tgT150
или, принимая х==*I:f = - * /. tg = _ 0,0044 a* I tg J-.Прогиб под швом при этом будет (а=1):
fm»x == 0,0044 • / • tg —2~'Таким образом, прогиб под швом будет тем больше, чем
больше расстояние I до закрепления и чем больше угол раскрытия
шва 0. Линия прогибов на длине между закреплениями приве¬
дена на рис. 132, д.Если прогиб под швом невозможен, то будут выпучины вдоль
шва. Размер их нетрудно определить, если в приведенной выше
схеме принять равным нулю не только угол поворота опорных
сечений, но и прогиб по середине пролета (в результате дей¬
ствия силы Р). Тогда в соответствии с рис. 133 угол поворота
опорных сечений от действия момента М, силы Р и угловой
деформации шва составит:М-1 , PI- * р п	/п-ёг+тет-^-т = 0-	(1)Прогиб под швом:МГ- . № , . & п	/оч2£7 + GEf g 2	^ ^Совместное решение этих уравнений дает:Р= Ч- FJ tg и М=	\ Я/tg f •При этом выражение для прогибов в любом сечении на рас¬
стоянии х от заделки будет иметь вид:или, принимая x — ai./= (а2 — а8) I ■ tg - = 0,0088 (а2 — а») / • tg -L-Линия прогибов для рассматриваемого случая приведена на
рис. 133, е.43.	Деформации и напряжения при многослойных швахПри выполнении многослойных швов развитие угловых де¬
формаций происходит значительно сложнее.Как отмечалось выше, при однослойном шве угловые дефор¬
мации (уменьшение угла раскрытия шва) не зависят от толщины
свариваемых листов. Поэтому, если бы при выполнении много¬
слойных швов каждый последующий слой расплавлял напла¬
вленный металл всех предыдущих слоев, то угловые деформации151
оставались бы постоянными при любом числе слоев и равными
угловым деформациям однослойного шва. В действительности,
при наложении каждого последующего слоя происходит лишь
частичное расплавление поверхности предыдущего слоя. Поэтому
по мере увеличения числа слоев угловые деформации растут.Если бы нижележащий слой при наложении следующего со¬
вершенно не нагревался, то развитие деформаций происходило
бы следующим образом (рис. 134). В результате наложения пер¬
вого слоя произойдет уменьшение зазора шва вследствие со¬
кращения прямоугольной части слоя, которое не вызовет ни¬
каких угловых деформаций. Сокращение треугольных участков
первого слоя приведет к угловым деформациям ^.приблизительно
равным деформациям р однослойного шва. При наложении вто¬
рого слоя сокращение прямо- ,, -угольного участка, вследствие за- г
крепления свариваемых листовмин
первым слоем, приведет к по- т]	Число слоевРис. 134. Схема угловых деформа- Рис. 135. Изменение угловых деформа¬
ций при многослойном шве.	ций в зависимости от числа слоев.воррту листов на угол $it а сокращение треугольных участков
второго слоя — к повороту на угол р2, который будет меньше
чем угол ^ из-за закрепления листов первым слоем. Аналогич¬
ные деформации будут при наложении последующих слоев, так
что при п слоях суммарный угол цоворота составит:&„=27Р+2^.где р— углы поворота, вызванные треугольными участками ка¬
ждого слоя, а р'— прямоугольными участками.В действительности, при наложении каждого последующего
слоя, вследствие нагрева нижележащих слоев, угол раскрытия
шва будет увеличиваться, и тем будет уменьшать поворот
на некоторую величину р". С другой стороны, за счет некото¬
рого изгиба листа по толщине угол поворота от каждого слоя
будет увеличиваться на величину р'", так что полный поворот
составит:= 2" ? + 2" Р' - 2? Р"+22 '?"■Все же, с увеличением числа слоев суммарные угловые де¬
формации растут, однако рост их неравномерный. При первых152
слоях сильный прогрев предыдущих слоев замедляет рост угло¬
вых деформаций. Последние слои, накладываемые на весьма
жесткий шов, дают малое увеличение угловых деформаций.
Это видно из графика на рис. 135, где приведены результаты
экспериментальиых исследований Пухова Г. А. [33], выполнен¬
ных под руководством автора в лаборатории ЛПИ им. Калинина.Из приведенной выше формулы следует, что угловые де¬
формации при многослойных швах будут даже в том случае,
когда угол раскрытия шва будет равен 0° (т. е. кромки стыку¬
емых листов вертикальны). 6 этом случае пропадает первый
член, содержащий деформации от сокращения треугольных участ¬
ков шва, но сохранится второй член, учитывающий деформации,
вызванные прямоугольными участками каждого последующего
слоя.Распределение по высоте шва поперечных напряжений, вы¬
званных неодновременностью наложения отдельных слоев в швеРис. 136. Схема образования деформаций при многослойных
и при многоьаликовых швах.и в зонах основного металла, прилегающих ко шву, должно
иметь такой же характер, как и установленный Фридлендером [31]
для поперечных напряжений по длине стыкового шва (рис. 122),
что и было экспериментально\ подтверждено Эскильсоном [34].При швах, составленных из отдельных валиков, угловые
леформации будут больше, чем при выполнении шва слоями.
Действительно, нетрудно видеть (рис. 136), что при выполнении
л-го слоя за один прием (при поперечных колебаниях электрода)
величина наибольшей стягивающей силы остается постоянной
ртм = о,О независимо от ширины слоя в, но при более широком
слое будут большие по величине пластические деформации.
Влияние слоя на суммарную угловую деформацию будет одно
и то же. В случае же, когда слой будет составлен из трех ва1-
ликов, каждый из которых наплавляется после полного остыва¬
ния предыдущих, к угловой деформации от третьего валика,
которая будет равна деформации, полученной при выполнении
сварки слоями, добавятся деформация от двух предыдущих
валиков (рис. 136 в). Таким образом, при выполнении шва
отдельными валиками общие угловые деформации будут больше,
чем при выполнении шва слоями.На рис. 137 приведены кривые изменения угла поворота Ъ
шва с начальным углом раскрытия 6 = 90* при выполнении его
валиками (сплошная кривая) и слоями (пунктирная кривая).153
Так как деформации от первого слоя не зависят от его раз*
мера, то общие угловые деформации шва будут тем меньше,Ртингвомгоопо120ммногойалинсййш шоВ^' 4/VК”1«*»Э%IIUxB ВхВ в*Г' 12*1 a 12*18 16x16....размер Ваяина-Т 5 5 « 1 2 У	tfi елсяИхЧ‘ 6хЬ 0x0 WxlO 12x12 ШхШ 16x16	роэмер шваРис. 137. Угловые деформации при выполнении шва
слоями и валиками.чем больше первый слой, так как с увеличением первого слоя
уменьшается число слоев, а следовательно, и суммарная угловаядеформация.На рис. 138 приведены
кривые изменения суммарной
угловой деформации при раз¬
личных размерах первого ва¬
лика, поданным Пухова Г. А.
[33]. Как видно из рис. 138,
для получения шва сечением
12X12 мм при первом ва¬
лике 3X3 мм и семи слоях
угол поворота составил 327',
при первом валике 4X4 мм
и пяти слоях — 245', а при
первом валике 8 X в мм и трех
слоях — всего 216'.С увеличением размера пер¬
вого валика конечные дефор¬
мации уменьшаются и в том
случае, если число валиков
остается одинаковым. Из того
же рис. 138 видно, что конечная
угловая деформация при данном числе валиков падает с увеличе¬
нием размера пгрвого слоя, и при том тем сильнее,чем больше число
слоев; первые валики вызывают примерно одинаковые деформа¬
ции независимо от размера первого валика. Таким образом,
с точки зрения уменьшения угловых деформаций, выгодно пер-
14з*з;,,18x16 мм'3x6 6*8 'Sxl/' 7&Я
Размер ВЬтолненной части шВаРис. 138. Изменепие угловых деформа¬
ций в зависимости от размера первого
слоя шва.
вый слой накладывать более мощный, как потому, что при
этом уменьшается число слоев, так и потому, что уменьшается
влияние каждого последующего слоя из-за большей жесткости
ранее наложенного шва (из-за больших его размеров).Из приведенного выше выражения для суммарной угловой
деформации шва видно, что угловая деформация будет тем
меньше, чем больше будет вычитаемый член £Р", представляю¬
щий сумму отрицательных углов поворота вызванных прогревом
ранее наложенных слоек. Действительно, если бы прогрев был
настолько сильным, что расплавлялись бы ранее наложенные
слои, то суммарная деформация равнялась бы деформации одно-PiРис. 139. Угловые деформации при сварке без перерывов и с перерывами дляостывания каждого слоя.слойного шва; так как такого прогрева пет, то деформации
будут расти, но тем медленее, чем сильнее будет прогрев или
(что то же самое) чем меньше успеет остыть ранее наложен¬
ный слой к моменту наложения последующих.Экспериментальные исследования Галея и Виллиса [35] под¬
тверждают указанное положение. По их данным оказывается,
что конечные угловые деформации значительно уменьшаются,
если наложение последующих слоев производится в то время,
когда температура предыдущего слоя будет наиболее рысокой..
Так, например, при температуре нижележащего слоя 200° угло¬
вая деформация составляла в среднем 85', тогда как при тем¬
пературе нижележащего слоя 32° и при прочих равных усло¬
виях— 322'.То же подтвердилось и на опытах Пухова [33]. На рис. 139
приведены замеренные им деформации при наложении трех слоев
с перерывами для охлаждения каждого слоя и без перерывов
Как видно из графика, охлаждение; промежуточных слоев при¬
вело к увеличению суммарных угловых деформаций.Несмотря на то, что степень влияния отдельных слоев зави¬
сит от толщины ранее наложенного шва, его температуры и155
других технологических факторов, все же можно для неболь¬
шого числа слоев (до 10) при суммарных размерах катета шва
до 20 мм принять линейную зависимость угловых деформаций
от числа слоев. В среднем, как показывают опыты [33], [35], [36],
деформации, вызываемые каждым последующим слоем, соста¬
вляют около 50°/о от деформаций, вызываемых первым слоем-
Тогда угол поворота от многослойного шва составит:? = tgp = 0,0176[l-M>.5(/i - l)]tg|,где п — число слоев или валиков. При этом угол 0 может рас-
сматриваться как некоторый условный угол раскрытия шва, учи-
тывающий и влияние основного металла.При числе слоев более 10 коэфициент, учитывающий влия¬
ние отдельных слоев, вместо 0,5 следует принимать более низ¬
кий— 0,4-г-0,3.44.	Деформации при угловых швахВ случае выполнения соединений с односторонними угловыми
швами (рис. 140, а) определение угловых деформаций может-
быть произведено так же, как и в случае стыкового шва. При
этом, как показали опыты [33], достаточно близкие к действи-
тельности значения угловых деформаций получаются, если в при¬
водимых выше формулах при-
а) Р|	1 ,	нимать (учитывая влияниеосновного металла):=1	LJ	tg - =	= 14--ь 2 о,7 я	'а ’Риг. 140. Схема соединений, выполняе¬
мых с применением угловых швов.где а — катет шва в мм.В случае двухсторонних угловых швов (рис. 140, б) харак¬
тер деформаций будет определяться не только наплавленным
металлом шва, но и жесткостью свариваемых листов, так как
при двух швах свободный поворот листов невозможен. Для
установления характера деформаций при двухсторонних шва*
рассмотрим участок верхнего горизонтального листа (по рис. 141, б),
длиною 1 см, с двумя угловыми швами той же длины, предпо¬
лагая что все остальные участки находятся в таких же условиях,
как и рассматриваемый (при сделанном допущении об одно¬
временном наложении шва на всей длине).При наложении угловых швов, угол составляемый горизон¬
тальным и вертикальным листами будет уменьшаться, в резуль¬
тате чего горизонтальный лист изогнется, как показано на рис. 141-
На протяжении катета а горизонтальный лист изогнется по не'
которой кривой, я на остальной части I полуширины он,
оставаясь прямолинейным, повернется на некоторый угол и рас¬
положится по касательной к кривой изогнутой части в ее ко¬
нечной точке.156
Уменьшению угла раскрытия шва будет препятствовать
жесткость горизонтального листа, вследствие чего в шве возник¬
нут напряжения растяжения, направленные параллельно наруж¬
ной поверхности шва (рис. 141), т. е. под углом 45° к горизонтали.
Вертикальная составляющая этих напряжений (рис. 141,6) вызо¬
вет изгиб горизонтального листа.Величина действующих в шве напряжений может быть опре¬
делена на основании следующих соображений.Если бы горизонтальный лист не препятствовал свободному
укорочению поперечных волокон шва, то, как это было пока¬
зано выше, угол раскрытия
шва уменьшился бы на вели¬
чину р, равную:(i = 0,0176-tgТак как горизонтальный
лист препятствует свободному
уменьшению угла раскрытия
шва, то в шве возникнут на¬
пряжения, которые, в свою
очередь, вызовут прогиб гори¬
зонтального листа и соответ¬
ствующее уменьшение угла
раскрытия шва. Таким обра¬
зом, вместо укорочения на¬
ружного волокна шваД = 0,018-0,7-а,которое имело бы место при
свободном повороте поясного
листа, произойдет укорочение:Д' = 1,4-/,.Разность Д—Д’ вызовет на¬
пряжения <7 в шве. Величина ихопределится из условия, что напряжения, вызывающие прогиб /i
поясного листа, и напряжения, вызываемые в шве недопущен"
ными укорочениями Д — Д', должны быть равны.Как показали пробные подсчеты, величина прогиба при наи¬
большей величине возможных в шве напряжений (равных пре¬
делу текучести os) допускает относительно небольшие укороче¬
ния наружного волокна шва, вследствие чего разность Д—Д'
остается близкой к величине Д. Следовательно, относительные
удлинения в шве, вызывающие в нем напряжения, будут близки
к величине:Д 0,018- 0,7 а
1,4а	1,4аОтносительные удлинения, вызывающие напряжения равные
пределу текучести, равны 0,00114, т. е. в несколько раз меньшеРиг. 141. Деформации листа при двух¬
сторонних угловых швах.= 0,009.157
действительных, а следовательно, в шве практически всегда бу¬
дут существовать напряжения, равные пределу текучести, и со¬
провождаться значительными пластическими деформациями в ме¬
талле шва.Итак, для большинства случаев напряжения в шве равны пре¬
делу текучести. При эгом стрелка прогиба /, определится:Л = ~JTf J ’ dx>игде/—момент инерции сечения горизонтального листа.Изгибающий момент Мх для участка 12 (рис. 141, в) соста¬
вляет:мх = \ . 0,7• ая • х» = 0,35 • as хКВ точке 2 момент равен:Л42 = 0,35 ■ а2.На участке 23 изгибающий момент меняется по прямой, до¬
стигая в точке 3 величины:Ма = 0,35• as .я* + 0,7-я,-а~ = 0,35■ а, (а2 + аЬ).
Соответственно стрелка прогиба выразится:Ъ =	+ (Ж, — Af,) *-(<*+j)J.Подставляя значения Мх, Af4 и М3, получим:, 1 пос Г«4 , 8а3 I 1 Ъ2а2 I S?a 1.
f*~ti 0’35з, j-4-f 2 -f g -f 4 - , 12 J,о	h&или, учитывая, что: * = е, и / = yj,ЕУ, =0,175-е, [6a3-{-128as-|-95*л-{—233]Принимая катег шва а —К- 8, получим:/, = 0,75 • е, ■ а • ~ь (6 • К* + 12 • А? + 9/С+ 2) = 0,0002 • а • г* - * (А).
Прогиб / кромки поясного листа составит:/=/, -f- fitga",гдеtga" = ^1 +	(iWB-Aft)=^0,35-с, [вз- 4- а2 4- = 0,0004 • г’ «р (АГ).Подставляя значения ^ и tg я, получим:/, = 0,0002 • г» [я 4(/0 4-2 5 ?(/01.158
Значение функции <|/ (Л") и <р (К) приведены на рис. 142, из ко¬
торого видно, что с увеличением К, т. е. с увеличением катета
шва (по отношению к толщине стенки), значения функции
и <р (К) быстро растут, а следовательно растет и прогиб /„ как
это видно из приведенной выше формулы. .Вместо определения прогиба кромки удобнее практически из¬
мерять величину Д, указанную на рис. 143. Зная угол а" и ши¬
рину В горизонтального листа, величину Д можно выразить:Д = B-tg а = 0,0004 •Рис. 143. Деформации поясногоРис. 142. Значение вспсмога-	листа в зависимости от его разме-тельных функции.	ров и катета угловых швов.На рис. 143 приведены значения величины ~ в зависимости ототношений К и г. С увеличением катета шва и с уменьшением
толшикы горизонтального листа деформации последнего резко
возрастают.Однако приведенные величины меньше действительно наблю¬
даемых по следующим причинам.Изгиб горизонтального листа вызывается не только усилиями,
создаваемыми швом при его остывании, но и неравномерностью
нагрева листа по толщине с доведением волокон под швом до
пластического состояния. Если бы угловые швы не соединяли
горизонтальный лист с вертикальным, а являлись валиками, на¬
ложенными на поверхность листа, то несмотря на отсутствие
сил, притягивающих горизонтальный лист к вертикальному, он
все же изогнулся бы также, как показано на рис. 141, а. Кроме
того, нагрев горизонтального листа уменьшает его жесткость,
что может быть учтено введением в расчет толщины Л, умень¬
шенной примерно на 2 мм.При выполнении угловых швов в несколько слоев деформа¬
ции увеличатся за счет частичного налсжевия изгиба, вызывае¬
мого каждым слоем.Наконец, еще одной причиной, вызывающей превышение дей¬
ствительных деформаций против расчетных,является неодновре-150
мевность наложения шва по всей длине. Происходящая при длин¬
ных швах картина развития деформаций представляется в следую¬
щем виде.	I
При наложении первого участка шва, в результате уменьше¬
ния угла раскрытия шва, горизонтальный лист начинает изги¬
баться, причем не только в той части, где наложен шов, но и на
некоторой длине перед швом (рис.-144, а), оставаясь в конце,
противоположном началу сварки, —плоским. Последующий уча¬
сток шва накладывается уже на частично изогнутый лист и,
следовательно, деформации, вызванные данным участком шва,
суммируются с деформациями, вызванными предыдущим участ-Рис. 144. Схема угловых деформации Рис. 145. Характер изменения прогибовличных участках по длине шва. Если в начале шва деформации
растут быстро (кривая /), то чем дальше рассматриваемый уча¬
сток, тем медленнее происходит рост деформаций, и для очень
удаленных участков он может начаться лишь спустя некоторое
время после начала сварки (кривая 4).При сварке встык тонких листов условия развития деформа¬
ций и напряжений несколько отличаются от рассмотренных ра¬
нее (гл. VI). Основное отличие заключается в том, что тонкие
листы теряют устойчивость в области значительных сжимающих
напряжений, вследствие чего появляются выпучины из перроначаль-
йой плоскости листа.Так, при выполнении сварки встык широких тонких листов
(толщиною до 4-*-6 мм) нагрев свариваемых кромок приводит к
появлению в них напряжений сжатия, достигающих предела теку¬
чести. Если при сварке толстых листов жесткость листов при¬
водила к развитию больших пластических деформаций сжатия,
то при сварке тонких листов напряжения сжатия приводят к
выпучиванию свариваемых кромок из плоскости свариваемых
листов, что мешает нормальной работе сварщика.при длинных швах.пояса тавря по длине поясного шва.45.	Деформации при сварке тонких листок
Для предотвращения выпучивания в процессе сварки прихо¬
дится кромки свариваемых листов прижимать к плите, и тем,
исключая выпучины, создавать в районе шва пластические де¬
формации сжатия, которые по мере понижения температуры
кромок должны привести к укорочению волокон, расположен¬
ных вблизи шва и получивших пластические деформации сжатия.
Однако укорочение зоны шва приводит к возникновению на¬
пряжений сжатия в некотором расстоянии от шва и к появле¬
нию там выпучин (рис. 146).Для предотвращения потери устойчивости следует снижать
напряжения сжатия, для чего необходимо уменьшить укороче¬
ние зоны шва или растянуть эту зону до ее первоначальной
длины.Практически удлинение зоны шва достигается правкой на
вальцах с применением прокладки по шву, с тем чтобы раздатьшов больше, чем основной металл. При этом, удлиняя шов, его
доводят до первоначальной длины, и тем уничтожают выпучины.
Однако, если при вальцовке чрезмерно растянуть шов, так что
его длина будет больше первоначальной, то в зоне, близкой
к шву, не только исчезнут сжимающие напряжения, но и возник¬
нут напряжения растяжения. Под действием этих напряжений
шов окажется сжатый и выпучится. Таким образом, уничтоже¬
ние выпучин в зоне на некотором расстоянии от шва может при¬
вести к появлению их непосредственно в зоне шва, если чрез¬
мерно растянуть шов.Поэтому для предотвращения появления выпучин прибегают
к закреплению свариваемых листов.Влияние закреплений может быть установлено, исходя из сле¬
дующих соображений. Закрепление свариваемых листов путем
приварки по контуру к плите не сможет явиться средством
борьбы с выпучинами при нагреве, так как при таком закрепле¬
нии деформации, вызываемые увеличением длины отдельных
участков листа против их первоначальной длины, ничем не огра¬
ничены. Закрепление листов путем приварки их к плите может
предотвратить появление только тех деформаций, которые вы¬
зываются сжатием отдельных участков, при укорочении против
первоначальной длины смежных участков. Таким образом, при¬
варка свариваемых листов по контору может служить средством11 Н. О. Окерблом. 2381.	161Рис. 146. Характер деформаций тонких лисюв.
борьбы с короблением при остывании и не может явиться спосо¬
бом борьбы с короблением при нагреве. Для предотвращения
вынучин при нагреве необходимы прижимы, расположенные воз¬
можно ближе к свариваемым кромкам.При остывании свариваемые листы будут укорачиваться
вдоль и поперек шва. Поперечные деформации шва при доста¬
точно большой ширине листов не вызовут сколько-нибудь
заметных напряжений, а потому и не окажут влияния на попе¬
речные деформации листов. Продольные деформации вдоль шва
будут заметнее, а потому влияние закреплений торцов, перпен¬
дикулярных оси шва, имеет наибольшее значение. Однако и в
этом случае необходимо считаться с тем, что часть усилий, воз¬
никающих при закреплении, переходит в упругие деформации,
которые проявят себя вновь после снятия закреплений.Таким образом, выпучины при тонких листах по своему
образованию резко отличаются от выпучин, возникающих
вследствие углоаых деформаций швов.
ГЛАВА VIIIНАПЛАВКА ВАЛИКА НА ПОВЕРХНОСТЬ46.	Деформации и напряжения при наплавке валика
на плоскостьЕсли на поверхность тонкой пластины весьма больших раз¬
меров по длине и ширине наплавляется валик, то возникающие
при этом деформации будут ограничены относительно неболь¬
шой зоной вблизи шва. Деформации и напряжения, направлен¬
ные вдоль оси шва, могут быть приближенно определены следую¬
щим образом.Если в процессе наплавки в некоторый момент времени сва¬
рочная дуга находится в точке О (рис. 147, б), то в сечении I—/,
перпендикулярном оси шва, распределение относительных тепло¬
вых продольных удлинений (в предположении отсутствия связи
между волокнами) представится в соответствии с рис. 147, а.
При этом часть сечения у шва, кьк это видно из прикеденных
изотерм, нагрета свыше 600° и находится в пластическом со¬
стоянии. Так как вде волокна пластины представляют одно
связанное целое, то действительные деформации могут быть
лишь такие, какие возможны для всей пластины в целом.
В рассматриваемом случае широкой и длинной пластины дефор¬
мации изгиба произойти не могут, возможны лишь продольные
деформации, равномерно распределенные по всему сечению.
В данном случае условия развития деформации аналогичны тем,
которые имеют место при закрепленных полосах, в. случаях
наплавки на их кромку или сварки встык. Поэтому действительные
деформации Д (рис. 147, а) представятся прямой, параллель¬
ной оси у. Величина действительных деформаций Д будет те\»
меньше, чем шире пластина. Положение прямой Д определит
ширину l/зоны пластических деформаций сжатия для данного
момента времени. В последующие моменты времени эта ширина
может несколько увеличиться. Пластические деформации сжа¬
тия, в свою очередь, определяют пластические деформации
растяжения для конечного момента времени, соответствующего
полному остыванию после наплавки (рис. 147, в). И в этом слу¬
чае действительные деформации Д' будут весьма малы (при
широких пластинах).1 сз
Таким образом, наложение валика на поверхности широкой и
длинной пластины не вызовет ощутимых общих продольных дефор¬
маций, но создает в зоне вдоль шва область растягивающих напря¬
жений, равных пределу текучести. Ширина d этой области рас¬
тяжения зависит от режима наплавки,
и может быть определена на основании
расчета по указанному выше методу.
Для самых грубых приближенных рас¬
четов можно, для средних режимов руч¬
ной сварки, принять ширину зоны пла¬
стических деформаций вдоль шва рав¬
нойd — 13 • а,гУ liiiiil/1е)г)где а — ширина валика.Поперечные деформации и напряже¬
ния при наплавке на поверхность пла¬
стины определятся той же зоной пла¬
стических деформаций растяжения ши¬
риною Ь. В процессе наплавки на пла¬
стины достаточно больших размеров
никаких поперечных деформаций не
произойдет, но возникнут напряжения,
равные пределу текучести, равномер¬
ные по толщине листа при малой тол¬
щине пластины h (рис. 147, г) и неравно¬
мерные по толщине при толщине пла¬
стин Лх и Л„ — больших толщины А
(рис. 147, е и ж).При малых толщинах нагреваемый
металл, не имея возможности расши¬
риться в продольном или поперечном
направлении в области, где он нахо¬
дится в пластическом состоянии, выда¬
вливается за пределы поверхности, про¬
тивоположной той, на которую произво¬
дится наплавка (рис. 147, д). В резуль¬
тате на поверхности листа со стороны,
противоположной наплавке, появляется
выступ. При больших толщинах этот
выступ уменьшается, а затем и совсем
пропадает, так как лист не прогре¬
вается до высоких температур на всю толщину. Неравномер¬
ность нагрева приводит к появлению угловых деформаций, по¬
добно появляющимся при сварке встык или при угловых швах
(рис. 147, е). Наплавка на еще более толстые листы равносильна
наплавке последнего слоя в многослойном швэ, когде нижележа¬
щие слои достаточно жестки для того, чтобы оказать сопроти¬
вление угловым деформациям.Рис. 147. Деформации при
наплавке на плоскость.164
Таким образом, при наплавке валика на пластину весьма
больших размеров в ней возникают вдоль по шву продольные
и поперечные напряжения, которые схематично представлены
на рис. 148.В пластине конечных размеров возникнут как продольные,
так и поперечные деформации. Продольное укорочение пластины
может быть приближенно выражено следующей формулой
(рис. 149, а):““Т1-;: ■ fi^ i = 0,00U4-^L.При достаточно широких ли- ~
стах закон плоских сечений, пред¬
полагавшийся во всех предыдущих
рассуждениях, не оправдывается,
а потому вместо общего укороче-JL-Л-I —-V-п
u!*-L
V~»|Г1Г'1IРис. 148. Схема усилий
в случае наплавки на
бесконечную плоскость.в-АВ8Рис. 150. Поперечные
деформации при узких
полосах.Рис. 149. Продольные дефор¬
мации пластин при наплавке
на их плоскость.ния пластины по всей ширине (рис. 149,6) будет существовать
местное укорочение лишь в непосредственной близости от шва
(рис. 149, в); оно может быть определено в соответствии с ука¬
заниями следующего параграфа.Поперечные деформации в пластине конечных размеров
будут зависеть главным образом от длины наплавленного валика,
т. е. от размера пластины по длине шва (рассматривая случай,
когда валик наплавлен от кромки до кромки пластины). При
коротких валиках (наплавка валика поперек узкой полосы —165
рис. 150) время наплавки столь незначительно, что остываниг
нагретого металла в районе шва будет происходить одновре¬
менно по всей длине, вследствие, чего укорочение поперек шва
может произойти без какого-либо сопротивления, а потому
зона, нагретая свыше 600°, сможет укоротиться в соответствии-
с полным перепадом температуры при остывании, т. е.АВ — о-Т'Ь— 0,0088 • Ъ,где Ь~а-\-2 • 1,75а = 4,5 • а (а—ширина валика).При значительной длине валика (при большей ширине полосы)
одновременность остывания по всей длине валика не имеет
места, появляются пластические деформации в соответствии
с жесткостью пластины, и укорочение определится не полными
тепловыми деформациями, а только их частью. При весьма длин¬
ных валиках (широких полосах) полные поперечные деформа¬
ции определятся только величиной упругих деформаций надлине, равной ширине d зоны пластиче-
-	ских деформаций:где d ггг 13 • а.Таким образом, поперечные укороче¬
ния составляют от 0,041 • а — при корот¬
ких швах, до 0,015 • а—при длинных швах.Так, например, при наплавке двухсто¬
роннего поперечного валика шириною
8 мм на полосу 120X10 мм поперечное
укорочение составит:ДВ = 0,041 -8 = 0,33 мм.По данным опытов, выполненных фирмой Стефенс и Нолле
[37], при наплавке девяти валиков полоса 120ХЮ мм длиною
1000 мм укоротилась на 2,6 мм, т. е. от одной пары валиковна: -д —0,29 мм.При приварке двухсторонних ребер четырьмя угловыми
швами с катетом 4 мм укорочение полосы составило (на 9 пар
ребер) — 2,5 мм или на одну пару ребер—0,28 мм.При определении по приведенной выше формуле:Д5 = 0,0088 • bприменительно к данному случаю (рис. 151)*	= 2.a-f2-l,75-a + o = 5,5a + S = 32 мм.Следовательно:ДВ = 0,0088 • 32 = 0,28 мм.Увеличение катета швов до 8 мм должно было бы увеличить
ширину зоны нагрева b до:Ь = 5,5-8 4- 10 = 54 мм,160тгЬ
		Рис. 151. Соединения
ребер с полосой.
и, следовательно, поперечное укорочение должно на девяти
парах ребер составить:АД — 9 ■ 0,0088-54 = 4,3 мм.По опытным данным [37], это укорочение составило 4,5 мм.Здесь попутно можно отметить нецелесообразность смещения
ребер жесткости друг относительно друга, так как при эгом
увеличивается ширина зоны b и поперечное укорочение возра¬
стает почти вдвое.По тем же данным [37], укорочение полосы 120x10 мм от
продольного двухстороннего валика шириною 8 мм составило
на 1 м длины полосы 0,4 мм.Если подсчитать укорочение по приведенной выше формуле,
то оно составит:^ = *,8^^=0,00114.^^-1000 = 0,49 мм.Подобно наплавке валика на плоскость можно рассматри¬
вать и наложения следующих слоев многослойного стыкового
шва.В этом случае наплавка производится на предварительно напря¬
женную пластину, поэтому, казалось бы, при нагреве во время
наложении второго слоя можно было бы снять напряжения
и деформации, вызванные первым слоем. Однако этого сделать
не удается, так как общие деформации удерживаются неизмен¬
ными, вследствие того, что в каждый данный момент нагретой
до пластического состояния оказывается очень небольшая часть
общей длины шва. Поэтому, хотя в этой части напряжения
и снимаются, но это не меняет общего характера напряжений
и деформаций во всей пластине. В связи с тем, что наложение
второго слоя приводит к увеличению части ширины основ¬
ного металла, находящейся под наплавкой, а следовательно,
и к увеличению ширины зоны разогрева основного металла,
второй и последующие слои накладывают дополнительные про¬
дольные и поперечные деформации, определяемые гак же, как
и в случае наплавки на поверхность пластины.47.	Наплавка коротких валиков на часть длины пластиныВ тех случаях, когда валик положен не по всей длине пла¬
стины, развитие продольных и поперечных деформаций ограни¬
чивается теми частями пластины, на которых валик не распола¬
гается. Если рассмотреть деформации относительно узкой
полосы, на части длины которой по ее оси наплавлен валик
(рис. 152), то можно представить, что в средней части пластины
в районе шва имеется прорезь, по кромкам которой приложены
поперечные силы, изгибающие обе половинки среднего участка
пластины. Тогда поперечные деформации проявятся в средней
части длины полосы (где располагается валик) в виде дефор¬
маций изгиба, заставляя свободные от валика концы полосы;о7
воспринимать моменты, передаваемые обеими половинками
средней части пластины.В результате под действием поперечных усилий пластина
изогнется примерно так, как показано на рис. 152. Продольные
усилия во время нагрева будут способствовать образованию
указанных деформаций; при остывании же продольные силы,
хотя и будут стремиться укоротить пластину больше всего по
оси шва, все же общий характер деформаций пластины оста¬
нется неизменным. В итоге продольное укорочение средних
волокон окажется меньше укорочения наружных волокон.Указанный характер деформаций был
установлен и при замерах образцов
(в частности Графом [38]).Поперечные отклонения от первона¬
чальной линии продольных кромок по¬
лосы при наплавке на часть ее длины
валиков были исследованы автором,
причем было установлено что форма
линии кромки после наплавки весьма
сильно зависит от места расположения
валиков. Вся длина пластины (L = 500 мм)
была разбита на пять участков. Первым
наплавлялся валик по оси пластины на
длине среднего участка, затем на двух
смежных участках и, наконец, ьа двух
крайних участках. Влияние валиков от¬
дельных участков на деформации кро¬
мок полос различной ширины показано
на рис. 153.При наложении среднего валика кромка в средней части
имеет вогнутость, а на крайних участках — выпуклость, так
что от прямой, соединяющей крайние точки кромки по середине
длины, имеют место прогибы внутрь полосы, а у краев — наружу
(рис. 153, а). При наложении слелующихпар валиков (рис. 153,б и в)
деформации представляют собою сумму двух эпюр, каждая из
которых полностью соответствует эпюре от одного среднего
валика. Схема образования эпюр для различного расположения
валиков приведена на рис. 154. Как будет показано ниже (§48),
характер деформации полностью отвечает характеру действую¬
щих в пластине напряжений. Суммарное влияние нескольких
участков, установленное опытным путем, приведено на рис. 153, г
и д; схема их образования показана на рис. 154, гид.Аналогичная картина будет иметь место и в случае внецен-
тренного расположения валиков, с той лишь разницей, что
к деформациям от поперечных укорочений добавятся деформа¬
ции общего изгиба. На рис. 155 приведены деформации от изгиба
и от поперечных укорочений для обеих кромок полос двух
различных ширин. Если из этих суммарных деформаций исклю¬
чить деформации изгиба, то получим поперечные укорочения.
Нетрудно установить, что деформации изгиба на кромк°; бли-Рис. 152. Схема деформа¬
ций пластины при наплавке
на ее поверхность короткого
валика.
$Пч8ЬЭйОХКI I IhntfC:( зоняьшм* \\ \tё жл**' \|■п]*Г.5 s' *■ т!нпид*hodoxt3 5u Xо кИ	^О	*=	о24	чо§ ‘
я 5 £
0*0
с, о.*
ж »
х ^5 - «&S ■«« Я К
a sr я
а. х ж2 at
•в*»- оа> Я О-
и а> О"и». jю и:ю №о гs аСи сЧ&Ч9С**> Л*
^ яг>	«г» *«>' «а'*;зпнднпим 9Шнойж? « 53 5 SS— , «. «л“ су «•ЧЗлпыМм trmjhiijgz элнзшом/с
жайшей к шву, складываются с поперечными укорочениями,
а на кромке, наиболее далекой от шва, поперечные укорочения
вычитаются из деформаций изгиба. Поэтому, чтобы получить
деформации изгиба, достаточно взять полусумму действитель¬
ных прогибов обеих кромок:f\—f— ; fi — f/ = /j-кри*"<о оРис. 1.56. Влияние моментов от ■экс¬
центричности расположения шва на
деформации изгиба полосы.Рис. 158 Расчетная схема определе¬
ния напряжений в бесконечной пла¬
стине от двух сосредоточенных сил.Рис. 157. Деформации кромок иолосы за
вычетом деформации от общего изгиба.При выполнении всего шва полный прогиб от изгиба соста¬
вляет:f=0,125^ =0,125£/S.При выполнении отдельных участков шва прогиб составит
величины, указанные на эпюрах, приведенных на рис. 156.Определив по действительным прогибам кромок величину
прогиба от одного изгиба, можно установить и величину:■ft2-0,125Тогда, вычитая из полученных в действительности прогибов
соответствующие величины, относящиеся к прогибам, вызван¬
ным одним изгибом, получим деформации только от попереч¬
ного укорочения. Эти вычисленные деформации приведены170
на рис. 157, из которого видно, что они по своему характеру
вполне отвечают эпюрам, полученным при центральном располо¬
жении валика. Таким образом, деформации при эксцентричном
расположении валика можно получить в результате суммирова¬
ния двух видов деформаций.48.	Плоское напряженное 'состояние при наплавке валикана плоскостьКак отмечалось выше, при достаточно больших размерах
пластины и продольные и поперечные напряжения в зоне шва
достигают предела текучести, в связи с чем расчетная схема
для определения напряжений в бесконечной пластине можетРис. 159. Расчетная с\ема определения напряжений в бесконечной пластине
от наплавки короткого валика.быть принята по рис. 148. Тогда для определения напряжений
может быть использовано решение, даваемое теорией упругости
[39] для случая действия двух сил, приложенных к бесконечной
пластине на незначительном расстоянии друг от друга (рис. 158).
Участок шва длиною dy и шириною d будет находиться под
действием продольных сил Р и поперечных сил Ри равных
(рис. 159, а):Р — osd *2 и Рх — оsdy • о.Для действия каждых двух сил Р (или сил Pj) теория упру¬
гости дает следующие выражения для напряжений в бесконеч¬
ной пластине:в* = [ — (3 -J— v) cos2 0 -|- (1 —v) sin'2 в —8(1 —|— v) sinl0co3J 0];[(1 — v) cos2 0-f-(l -}-3v)sin- 0 — 8 (1 -j-v)sin96cos*0];тлу — 4('—(6 —}— 2v) —[— 8(1 —[— v) sin2 9] sin 6 cos 0.Эти выражения могут быть использованы для определения
напряжений, вызываемых силами, действующими в элементар-171
ном участке шва. Для определения напряжений от всего шва
необходимо просуммировать напряжения, вызываемые всеми
элементарными участками шва.Напряжения в точке с координатами х1г от поперечного
укорочения элементарного участка шва под действием сил
(рис. 159, б) после подстановки соответствующих значений и /
и после некоторых преобразований, приведенных выше выра-'
жений, примут вид:д	-4,71*,* + (к-зОЧП.ну + 0’1-.у)Чао'> —5.72.11 *	\х{ + ЪГ:У?Р. п _ V а Л-И - 2.72 (Л - З')2 [4,1*,* - Oi - У)Ц dv.,_cs • d Xj (у, — у)[— 1,74^JS + OS - J1)2] .J — 1,05k ’	[*,■ + 0-1 -y№	•y'Суммарные напряжения от всех элементарных участков шва
составят:■*1— 5.72-я
IJ кdy[*1+<Л-.У)*]*—j— 11,14 Г	+ Г (>J [xl + (У^-УY^}^ J I'?(Л—>)4 <*Уа	'V'/Я = 5,72.7:+ (Vi — .У)"]Iсл • dI 05-77xj f-гт—^	гг -11,14*!	+J (xi + 0*i —>0 J	J [xi+tti-yryI	"J-UUx'idO') — y)y)s dy[jc?+ (yi-J')*J4После интегрирования получим:v* [ Cvi — l) [4,71*J + о,-/J*
°-Ч 5,72 я [[(Л-1Р+хll*. I 	1J f A + <y1 - y)*yyt (4,71 ^+^)l _(*i + ylY J’[Си - 0 [ *? - 2.71 O-I - 021 л (*? - 2,71 V?) ]
0>1=5,72п[*1-1.21 O'] — 0(*?+>?)*
-1-2» Ух 11 +лУ J172
или, выражая координаты точки через длину наплавленного ва¬
лика и принимая:X, = а/ и _у,= £/,
выражения для напряжений получим в следующем виде:У* f(i>-l)h- 2.71 (Р-1Я В (Дд — 2,71 g«) I .
\ "5,'72г./[ [«в—(3—	' («=>-,-З-)3 J'Г«2— 1.21 (S-l)^ rfi - 1,21 ft- 1T*vi~ 5,1-^ L'li»+(P-W "" <»2-H2)» JАналогично, от действия продольных сил Р получим:Суммируя напряжения от продольных и поперечных сил, по¬
лучим полные напряжения в любой точке бесконечной пластины,
выражающиеся следующими формулами:Характер распределения полных напряжений в различных
сечениях бесконечной пластины приведен на рис 160. По мере
удаления продольного сечения от оси шва (рис. 160, а) напря¬
жения уменьшаются, а распределение их становится более равно¬
мерным. В сечениях поперек шва (рис. 160, б) напряжения быстро
падают по мере удаления от шва. Из выражения для скалыва¬
ющих напряжений видно, что их величина значительно уступает
величине нормальных напряжений.Для определения напряжений в пластине конечных размеров
необходимо к полученным напряжениям, действующим в бескц-
нечной пластине, прибавить напряжения, возникающие от прило¬
жения к кромкам пластины конечных размеров нагрузки, вызы¬
вающей такие напряжения, чтобы соответствующие напряжения
на кромках обратились в ноль. Например, на продольных кром¬
ках пластины напряжения <зх должны быть равны нулю, а потому
к этим кромкам надо приложить распределенную нагрузку q—<3x >
но противоположно направленную. Тогда напряжения в любой
точке пластины конечных размеров составятся из напряжений
в бесконечной пластине и напряжений в конечной пластине от
нагрузки q. Аналогично, к торцевым поперечным кромкам еле*173
дует приложить нагрузку qu равную действующим в этих сече¬
ниях напряжениям ву.-Ог--ОЛ-О/. Одс5V9г
1
о
. /-г- 7<0\1/3=0,7/в-v|-iл\*>.—ч<0.5					4,0^$=2,01,52,02.51: ■ос3,0Рис. 160. Распределение напряжений в бесконечной пластине от валикадлиною /.Таким образом, для пластины длиною L и шириною b напря¬
жения в любой точке определятся следующим образом:
Используя полученные выражения для определения напряже-
ний в любой точке пластины конечных размеров, ниже,'на рис. 161,
приведены эпюры распределения продольных и поперечных на-Рис. 161. Эпюры продольных и поперечных напряжений в пластине
конечных размеров.пряжений, вызванных наложением валика длиною 100 мм посе¬
редине пластины сечением 100 X 10 мм и длиною 500 мм. Из
приведенных эпюр видно, что характер деформаций наружныхкромок, приведенных выше, на рис. 153, вполне оправдывается
и соответствует полученному характеру распределения напря¬
жений. Приведенные на рис. 162 линии равных напряжений по¬
казывают, что наиболее напряженными участками являются на¬
чало и конец валика, где имеют место значительные пики напря¬
жений.175
Таким образом, используя приведенный метод, можно полу¬
чить приближенную картину распределения напряжений для лю¬
бых случаев наплавки валика на плоскость пластины.В частности, из приведенного следует, насколько неблаго¬
приятно отражаются на начальном напряженном состоянии вся¬
кого рода короткие валики, наплавляемые при сборке конструкции
для крепления различных стяжных и сборочных приспособлений
и деталей. Если при применении мягких сталей такие приварки
сборочных деталей (впоследствии срубаемых) не оказывают
сколько-нибудь заметного влияния на последующую работу кон¬
струкции, то при применении жестких сталей или легированных,
где приведенная картина напряженного состояния может сопро¬
вождаться изменением механических характеристик металла в
местах наибольших напряжений (вследствие структурных изме¬
нений), приварка всякого рода временных сборочных деталей
должна производиться с осторожностью и везде, где можно,
заменяться применением таких сборочно-сварочных приспособле¬
ний, при которых не требуется прибегать к приварке мелких
вспомогательных деталей.
ГЛАВА IXДЕФОРМАЦИИ И НАПРЯЖЕНИЯ, ВОЗНИКАЮЩИЕПРИ СВАРКЕ ТАВРОВЫХ СЕЧЕНИЙ И ДРУГИХ СВАРНЫХСОЕДИНЕНИЙ49.	Деформации и напряжения при сварке тавровых сеченийПри изготовлении сварных тавров, составленных из двух
листов, возникают деформации стенки и пояса тавра. Стенки
тавра изгибаются в своей плоскости, определяя таким образом
и общие деформации пояса, который
кроме того получает деформации, вы¬
ходящие из его" плоскости и рассмо¬
тренные в гл. VII (§ 44). Схема дефор¬
мации таврика, сваренного из двух ли¬
стов, показана на рис. 163, а.Величина общих деформаций в пло¬
скости вертикальной стенки тавра при¬
ближенно может быть определена
при помощи формул для случая сварки
встык двух листов разной ширины,
если сварку тазра представить себе,
как сварку встык двух листов разной
ширины и разной толщины (рис. 163(5):
стенки шириной ht и толщиной 5j и
пояса шириною А., и толщиною В.При обычных соотношениях раз¬
меров полки и стенки тавра момент
инерции поясного листа относительно
оси х2—х2 весьма мал по сравнению с
моментом инерции стенки (Д) или всего
тавра (/j_)> так что сопротивлением Рис- 1(>3’ Деформации тавро-
пояса изгибу стенки обычно можно вых сечеН|П‘ " их опре'^	ЛсЛ СНИН*пренебречь.Тогда, принимая /2 = 0 прогиб тавра, вызванный неуравно¬
вешенностью моментов стенки и пояса, может быть выражен
[пользуясь формулой (10) на стр. 131]:/м = (£пр, Спр,)-^ ' “8“ •П. О. Оксрблом. 2-381.177
Прогиб наружной кромки стенки тавра при этом составит
[формулы (11) и (13) на стр. 131 и 132]:fct—fl /м — £с„р, (Спр, — Спр,) 7x"]lT’где С,,Pl—конечная кривизна стенки при сварке встык полос рав¬
ной ширины;Спр,—конечная кривизна стенки при наплавке валика на кромку.Последняя формула приводит к обычному прогибу или на¬
плавке валика на кромку полосы, если полка у тавра будет
отсутствовать и, следовательно, /±=1^ Тогда, действительно:/= ^Спр, (CnPl — Спр,) j~ J-g- = СПр, -g- .В то же время, если допустить, что пояса тавра будут бес¬
конечно жестки, то:7Т = °и /-4£,т. е. прогиб стенки будет такой же, как в случае приварки ли¬
ста к бесконечно жесткой плите или в случае сварки стенки
встык с листом такой же ширины.Пользуясь формулой для стрелки прогиба стенки тавра, мо¬
жно определить основные деформации тавра, которые имеют
наибольшее значение для его работы. При мощных поясах или
необычных размерах стенки и пояса указанная формула может
оказаться недостаточно точной, и тогда надо пользоваться фор¬
мулой (10) в ее общем виде, но используя для величин Спр, и
СПР} значения, полученные при наложении швов и валиков на
часть ширины полосы.Из приведенной формулы видно, что стрелка прогиба стенки
зависит от соотношения моментов инерции стенки и всего тав¬
рового сечения, а также от кривизны, которая могла бы быть
получена стенкой при наплавке валика на ее кромку и при
сварке встык с полосой такого же сечения. Как то следует из
приведенной формулы, стрелка прогиба может быть как поло¬
жительной, так и отрицательной. Действительно, после простей¬
ших преобразований формула для стрелки прогиба может быть
приведена к виду:*	= [(* - р, + -^Спр.] 4- •Так как значения кривизны Cnp, и Спр, различных знаков, то,
очевидно, что в зависимости от коэфициентов при Спр, и Спр, и
стрелка прогиба может быть как положительной, так и отри¬
цательной. При малых отношениях-jj- коэфициент при первомчлене в квадратных скобках близок к единице, тогда как при вто¬
ром члене коэфициент весьма мал. Поэтому стрелка прогиба
будет иметь знак, соответствующий кривизне Спр„т- е. стрелка
будет отрицательная (вогнутость кромки стенки). При больших178
значениях коэфициент при первом члене квадратных ско¬
бок будет мал, а при втором члене — велик. Соответственно, знак
стрелки будет положительный (выпуклость наружной кромки).Так как обычно отношение -yj- достаточно велико, то приобычных соотношениях размеров тавровых сечений имеет место
положительная стрелка прогиба наружной кромки стенки тавра
(рис. 163).Непосредственно из формулы следует, что совпадение швов
с центром тяжести сечения еще не дает возможности избежать
изгиба стенки тавра, и, следовательно, этот весьма распро¬
страненный рецепт следует признать не обоснованным. Как то
следует из формулы для /, для отсутствия прогиба стенки тавра
необходимо, чтобы существовало равенство:(1 — 7l)Cnp,== ~LCnv'илиCnpl 	 Jj. 	 1Спр. ” '•Распределение напряжений в стенке таврового сечения, оче¬
видно, будет иметь тот же характер, что и в случае сварки
встык полос разной ширины, приближаясь в сечениях с малыми
поясными листами к распределению напряжений, имеющемуся
при наплавке *алика на кромку. Экспериментальные исследования
проведенные Гликманом и Грековым [40], подтвердили указан¬
ный характер распределения напряжений.50.	Влияние размеров тавров на деформации стенкиДля установления степени влияния размеров стенки и поясов
на прогибы тавров, ниже рассмотрены зависимости кривизны
тавровых сечений от соотношения моментов инерции стенки и
всего сечения, от соотношения площадей поперечного сечения
пояса и стенки, от положения центра тяжести в тавровом сече¬
нии. Для того чтобы не вводить лишнюю переменную вели¬
чину L—длину таврика,—вместо прогиба стенки тавра рассматри¬
вается кривизна таврового сечения, которая, как то следует из
предыдущего, может быть выражена в следующем виде: гCi. = £T-(cCT-cnpcT)^-.Так как разность, стоящая в скобках, является постоянной
величиной для данного размера стенки, то, следовательно, между
кривизной таврика и соотношением моментов инерции стенки и
таврика существует линейная зависимость.На рис. 164 приведена зависимость кривизны таврика С± ототношения yj- для нескольких размеров сечений стенки приме¬
нительно к тем значениям кривизны Спр и С', которые были вы¬
числены для случая сварки встык.Если кривизну таврика С± представить в зависимости от раз¬
мера (высоты) стенки, то для различных значений отношениякривизна C_i_ изобразится пучком кривых, представленных на
рис. 165. При этом отрицательная кривизна вызывает выпуклость
наружной кромки стенки, положительная кривизна—вогнутость.Рис. 164. Зависимость кривизны стсики Рис. 165. Зависимость кривизны
тавра от отношения моментов инерции	стенки тавра от ее высоты,стенки и всего сечения.Таким образом, знание кривизны Слр и С вертикальной
стенки позволяет решить вопрос о кривизне таврика при любом
сечении пояса. Следует лишь помнить, что по характеру сделан¬
ных исходных допущений (весьма гибких поясов) наименьшая
погрешность в кривизне таврика имеет место при большихсоотношениях -jj- . При малых значениях ур т. е. при жесткихпоясах, погрешность в кривизне таврика, полученной из при¬
веденных графиков, будет весьма велика.При заданных размерах стенки таврика его момент инерции
будет меняться в зависимости от сечения поясного листа. На
рис. 166 приведены кривые изменения кривизны С± в зависимости
от отношения площадей сечения пояса и стенки.180
Однако при одном и том же отношении но при различ¬
ных размерах стенки или пояса зависимость заметно меняется.
Из приведенных кривых видно, что при отношениях -г2-, близ-‘ СТких к единице, кривизна Сj_ достигает наименьших значений,
рпри значениях ^->1 кривизна меняет свой знак на обратный,Рис. 166. Зависимость кривизны стенки
тавра от соотношения площадей пояса
и стенки.Рис. 167. Зависимость кривиз¬
ны стенки тавра от положения
центра тяжести в тавровом се¬
чении.и наружная кромка таврика получает вогнутость. Поэтому для
достижения наименьших деформаций тавриков желательно иметь«г2- близким к единице.ст t
Как отмечалось выше, существует неверное мнение о том,что для получения прямолинейного таврика необходимо со¬
вмещать центр тяжести сечения с положением поясных швов.
Для того, чтобы установить влияние положения центра тяжести
сечения таврика на его деформации, на рис. 167 приведены за¬
висимости кривизны Сх от расстояния z — центра тяжести сечения
от основания поясных швов. Как видно из приведенных кривых,
нулевая кривизна достигается при тем большем значении г, чем
больше Л. При z = 0 во всех случаях кривизна равна некоторой
положительной величине, т. е. при z = 0 наружная кромка верти¬181
кальной стенки имеет вогнутость, и тем большую, чем меньше
высота стенки.Таким образом, расстояние центра тяжести сечения от пояс¬
ных швов не характеризует дефор¬
маций таврового сечения при сварке.51.	Характер деформаций поясов
тавровых сеченийПриведенные выше формулы пред¬
полагают полную гибкость поясных
листов, вследствие чего их общий
прогиб должен был бы быть таким
же, как и прогиб стенки. В действи¬
тельности пояса обладают известной
жесткостью и, следовательно, для
более точного выявления характера
их изгиба надо было бы пользоваться
полной формулой, приведенной для
случая сварки встык полос разной
ширины.Для качественной оценки харак¬
тера деформаций при сварке тавро¬
вых сечений ниже приводятся неко¬
торые экспериментальные данные, по¬
лученные автором.На рис. 168 приведены результаты
замера деформаций поясов сечением
129x22 мм при четырех различных
высотах стенки (56, 83, 111 и 139 мм).
Линии прогибов пояса приведены дли
трех продольных сечений: по оси
пояса и по его кромкам. Как видно
из эпюр, при всех четырех сечениях
таврика вертикальная стенка имеет
вогнутость наружной кромки, но тем
меньшую, чем больше высота стенки.
При этом расстояние центра тяжести
сечения таврика от швов менялось
от некоторой отрицательной до не¬
которой положительной величины, так
что и при совмещении, швов с центром
тяжести сечения прогиб не равнялся
нулю.При малых размерах стенки об¬
щие деформации определял пояс, из¬
гиб которого имел такой же харак¬
тер, как и изгиб стенки (рис. 168 а, б). Но по мере увеличения
жесткости стенки, характер деформации пояса меняется—по¬
является участок с вогнутостью пояса, который растет с увелн-Рис. 168. Деформации пояса и
сгепки при различных разме¬
рах последней.
чением жесткости стенки и с уменьшением ее вогнутости
(рис. 168, в и г). Если бы еще увеличивать жесткость стенки,alРис. 170. Распределение продольных деформаций по сечению тавров.то пояс получил бы на всей длине вогнутость при почти рас¬
прямившейся стенке, а затем вогнутость пояса стала бы расти
вместе с выпуклостью стенки.Указанная закономерность подтверждается деформациями,
наблюдавшимися на других образцах, и в том числе на образцах,
деформации которых приведены на рис. 169.183
Что касается поперечного изгиба пояса, то, как это следует
из предыдущего (§ 44), он не зависит от характера общих дефор¬
маций и при любом характере общего изгиба пояса поперечные
деформации всегда имеют один и тот же характер, показанный
на рис. 168. Величина прогиба кромок также остается примерно
одинаковой, не зависящей от общего изгиба стенки и пояса.
Наблюдается лишь некоторое увеличение поперечного п^огиГкг
пояса по середине длины тавра.В соответствии с характером общего изгиба изменяются и
продольные деформации отдельных волокон пояса и стенки. Н*.
рис. 170 приведены эпюры продольных деформаций для случаев,
представленных на рис. 168 и 169. С увеличением жесткости
стенки (рис. 170, а) кривизна ее уменьшается, но остается одного
и того же знака; кривизна же пояса меняется не только по
величине, но и по знаку. В образце, представленном на рис. 170, б,
и стенка и пояс меняют знак кривизны в соответствии с харак¬
тером их общего изгиба, приведенным на рис. 169.Как видно из приведенных данных, нет принципиальной
разницы в характере деформаций тавровых сечений по сравне¬
нию с деформациями при сварке встык полос разной ширимы52.	Деформации при сварке соединений внахлестку и др.К случаю сварки встык двух листов равной или разной
ширины может быть приведен ряд сварных соединений. Так,
например, в случае соединений внахлестку двух листов примерно
одинаковой ширины, при налсАкении первого шва характер де¬
формаций будет таким же, как в случае сварки встык полос равной
ширины. Вследствие изгиба полос при нагреве и невозможности
в дальнейшем при остывании их распрямления, из-за сопроти¬
вления, оказываемого сваренными полосами друг другу, прогиб
наружных кромок полос (рис. 171, а) оказывается отрицательным
(вогнутость). В то же время величина нахлестки s уменьшаетсяК КОНЦУ ШВа (5j<5).Присоединении внахлестку листов разной ширины (рис. 171, б)
наружные кромки могут получить прогибы разных знаков:
широкий лист h2 может получить выпуклость, тогза как наруж¬
ная кройка узкого листа будет вогнутой. Однако и в этом случае
величина нахлестки s будет уменьшаться к концу шва.Для определения деформаций обеих свариваемых полос можно
использовать формулы, относящиеся к случаю сварки встык
полос разной ширины , пренебрегая при малых размерах нахле¬
стки sl тем обстоятельством, что для одной полосы шов рас¬
положен не на кромке, а в расстоянии s от нее.При сварке внахлестку широких листов, когда изгиб листов
будет практически отсутствовать и стягивающие силы вдоль швн
вызовут лишь местное укорочение основного металла, —подобно
тому, как это имеет место при наплавке валика на бесконечную
плоскость, — наружные кромки свариваемых листов останутся
прямолинейными. На рис. 171, в показан характер деформаций
торцевых кромок в конце шва.184
Аналогичное влияние оказывает второй шов, накладываемый
в то время, когда обе полосы уже представляют собой жесткое
целое. В этом случае ширина пластины, на которую накладывается
второй шов, примерно равна сумме ширин свариваемых полос.
Если эта сумма окажется небольшой, то положение второго шва
будет равносильно положению эксцентрично расположенного
валика, что приведет и к изгибу и к местным поперечным и
продольным деформациям, подобным рассмотренным в § 47.
Если суммарная ширина по¬
лосы будет достаточно велика, ,
то произойдут лишь местные а)
деформации, которые в сумме
с деформациями от первого
шва дадут общую картину,
приведенную на рис. 171, г.Таким образом, деформа¬
ции листов при выполнении
соединений внахлестку могут
быть установлены с помощью
соответствующего использо¬
вания методов определения
деформаций в случаях сварки
встык и наплавки валика на
поверхность листа.Очевидно, что характер на¬
пряженного состояния также
легко может быть определен,
исходя из приведенных выше
данных о распределении на¬
пряжений при сварке встык
и наплавке на поверхность.В качестве второго примера
использования приведенных
выше методов и приемов опре¬
деления деформаций и напря¬
жений можно привести слу¬
чай приварки ребер к трубе
при изготовлении плавниковых труб для экранов Муррея, иссле¬
дованный автором совместно с Матус М. М. [41].Определение деформаций в случае приварки ребра к трубе
(рис. 172, а) может в первом приближении быть проведено, как
для случая сварки встык двух элементов разной жесткости.
Ввиду того, что жесткость трубы, при принятых в исследовании
размерах, достаточно велика по сравнению с жесткостью ребра,
деформации ребра будут в основном определяться деформациями
при нагреве (172,б), и наружная кромка ребра будет иметь
выгнутость. Реакция со стороны ребра приведет к местным де¬
формациям трубы, на которую со стороны ребра будут действо¬
вать усилия, распределенные по приведенной на рис. 172, б
эпюре, аналогично указанной выше, на рис. 121. Под действием185Рис. 171. Деформации соединений
внахлестку.
-вертикальных сил, передаваемых ребрами, труба будет изменять
свое сечение в соответствии со схемами на рис 172, в и г.Но так как, кроме воздействий ребер, труба будет подвер¬
жена поперечным стягивающим усилиям зоны шва, то помимо
деформаций, приведенных на схемах рис. 172, в и г, будут иметь
место деформации по схеме рис. 172, д.Деформации трубы в результате приварки двух ребер при
ведены на рис. 173. Деформации трубы под действием верти¬
кальных силовых воздействий ребра, которые могут быть опре¬
делены аналитическим путем [41], изобразятся кривой /, пред¬
ставляющей собою кривую изменения диаметра трубы в сечении
do ребрам, и кривой /', показывающей изменение диаметра трубыРис. 172. Элементарные деформации ребра и трубы
при плавниковых трубах.по сечению диаметральной плоскостью, перпендикулярной пло¬
скости ребер.Деформации трубы, в связи с поперечным укорочением зоны
■вдоль шва, представятся в виде кривых // и //'—уменьшения
диаметра как в одном, так и в другом диаметральных сечениях.
Непостоянное укорочение по длине шва обусловлено неустано-
вившимся режимом сварки, когда нагрев изделия и ширина зоны
нагрева увеличиваются по мере увеличения длины шва. Суммар¬
ные деформации (изменение диаметров) трубы приведены на
рис. 173, б и в. В действительности, при экспериментальном ис¬
следовании деформаций, в рассматриваемом случае были экспери¬
ментально измерены суммарные деформации; расчетным путем
определены деформации / и и путем вычитания определены
деформации от поперечных укорочений зоны шва.Деформации ребра в процессе сварки изобразились бы подобно
деформациям полосы при сварке встык (рис. 108), однако,
в связи с деформациями трубы, наружные кромки будут отражать
и деформации изгиба самого ребра и деформации его поворота,
вызванного деформациями трубы. В результате вместо увеличе¬
ния расстояния между концами кромок двух противоположных
ребер (кривая 1 на рис. 173, г) это расстояние уменьшается по
•мере удаления от начала ребра (кривая 2 на рис. 173, г) и но
180
мере увеличения числа швов, создающих поперечные укороче¬
ния зоны вдоль швов (кривые 3 и 4). В то же время вогнутость
наружных кромок ребер все время сохраняется.НогТровл. сворниВертим, диаметр
-I сечение тру6Ь>‘ по ребрам■ Горизонт диометр
сечение тирубЬ! —-оч
' f плоскости ребермО- положение до сборки1	- положение при отсут¬ствии Зеф. т'рубь/2	- положение после пало-Ксения 1-го шва3~ положение после напо-
Ыс е ни я 2-го шбаполоэкение после нопо-
окения Ц-х швовРис. 173. Деформации
ребра и трубы в ре¬
зультате сварки.Таким образом и деформации ребер могут быть определены
на основании полученных выше данных об элементарных дефор¬
мациях при выполнении простейших видов наплавки и сварки.187
ГЛАВА XДЕФОРМАЦИИ И НАПРЯЖЕНИЯ, ВЫЗЫВАЕМЫЕ
СТРУКТУРНЫМИ ПРЕВРАЩЕНИЯМИ ПРИ СВАРКЕ
ЛЕГИРОВАННЫХ СТАЛЕЙ53.	Схема структурных превращенийВыше, в §13, был приведен метод определения деформаций
и напряжений, вызванных структурными превращениями при
сварке легированных сталей. Как там было установлено, для
возможности определения деформаций и напряжений в любой
момент времени в процессе сварки и последующего остывания
необходимо построить кривые изменения относительных удли¬
нений отдельных волокон основного материала с учетом не
только температурных изменений, но и структурных превраще¬
ний, которые также отражаются на относительных удлинениях
волокон свариваемых полос.Для определения относительных удлинений отдельных воло¬
кон с учетом влияния структурных превращений необходимо
прежде всего знать температуры начала и конца превращения
аустенита в мартенсит и температуру, соответствующую точке Ас.г
Точка Ась и мартенситная точка Аг" (начало распада аустенита)
зависят от химического состава стали, а температура конца обра¬
зования мартенсита — еше и от скорости охлаждения. Влияние
химического состава стали на критические точки можно уста¬
новить, например, из графика на рис. 174, приведенного по
данным Бюлера и Шейля [42], и показывающего влияние содер¬
жания никеля в малоуглеродистой стали. Как видно из графика,
при большом содержании Ni в стали область температур, при
которых происходит превращение аустенита в мартенсит, может
опускаться весьма низко. При малом содержании никеля начало
к конец превращений переходят в область температур, превос¬
ходящих 600°, т. е. в область, где основной материал находится
в пластическом состоянии, и таким образом является нечувстви¬
тельным к происходящим объемным изменениям.Для более полного представления о структурных превраще¬
ниях данной марки стали могут быть использованы S-образные
кривые представляющие изотермический процесс распадения
аустенита. Если на S-образную кривую (рис. 175) нанести кри¬
вые скоростей охлаждения, то можно установить, на какие
188
структурные превращения необходимо рассчитывать. При боль¬
ших скоростях охлаждения неизбежно получение мартенсита,
тогда как при медленном охлаждении можно избежать образо¬
вания закаленных зон.Так как при сварке изменением режима можно в известной
мере менять скорость охлаждения, то, используя S-образные
кривые, можно выбрать такой режим, при котором можно было
бы избежать превращения аустенита в мартенсит.Однако далеко не всегда оказывается возможным выбрать
такой режим сварки, при котором исключалась бы подкалка
зоны, прилегающей ко шву. В этих случаях приходится либо
считаться с возможностью образования мартенсита и учитыватьW* 103 10ц
Время (секундk1)Рис.174. Влияние содержания Ni	Рис. 175. S-образная кривая,в малоуглеродистой стали
на положение критических
точеквлияние связанных с его образованием объемных изменений на
величину возникающих при сварке деформаций и напряжений,
либо принимать специальные меры борьбы с образовавшимся
мартенситом.Если, так или иначе, определены критические точки свари¬
ваемой стали, то остается построить кривые изменения относи¬
тельных деформаций X в зависимости от температуры и соответ¬
ствующей структуры данного волокна* Здесь следует отметить,
что для аустенита коэфициент относительного теплового расши¬
рения равен ^0,00002, тогда как для мартенсита он равен при¬
мерно 0,000012.54.	Влияние структурных превращений на деформации
и напряжения при сваркеДля установлеаия влияния структурных превращений на ве¬
личину деформаций и напряжений при сварке легированных ста¬
лей ниже схематически рассмотрены деформации и напряжения
при наплавке валика на кромку полосы.189
На рис. 176 показана схема построения кривых относитель¬
ных удлинений X для волокон, нагревавшихся в процессе сварки
выше точки Acs. В правой части рисунка дана диаграмма отно¬
сительных деформаций рассматриваемых волокон при остыва¬
нии. Если бы рассматриваемые волокна при нагреве не достигли
точки Aclt то при остывании их относительные удлинения изме¬
нялись бы по прямой N—О, соответствующей приведенной
выше (§ 2) зависимости ). от Т. При этом указанному закону будут
подчиняться волокна, начиная от температуры 600°, так как при
более высоких температурах волокна находятся в пластическомА>. I/ °с-JC —	и	— + хРис. 176. Определение относительных деформаций продольных волокон с учетоыструктурных превращений.состоянии и их деформации определяются теми воздействиями,
которые на них оказывают более холодные волокна полосы
Волокна, нагревавшиеся выше точки Ася и состоящие из аусте-
нита, при остывании будут укорачиваться быстрее, так как коэ¬
фициент линейного расширения для аустеиита выше, в связи
с чем X при остывании выражается следующей зависимостью:Хг = 0,0088—0,00002 • (600- Т).Таким образом, изменение относительных деформаций рассма¬
триваемых волокон будет происходить по прямой N-1 до темпе¬
ратуры, соот*етствующей началу структурных превращений. Зная
величину Хс—относительных удлинений, соответствующих пол¬
ным изменениям в связи со структурными превращениями, — не¬
трудно получить величину относительных удлинений волокна
к концу структурных превращений (точка 2 на рис. 176). В це-
190
лях упрощения изменение относительных удлинений в процессе
превращений принимаем по прямой /— 2.После окончания превращений изменение относительных,
удлинений будет происходить по прямой 2— 3, параллельной
прямой N—О, так как закон изменения относительных деформа¬
ций от температуры для мар-Л:л		.Z . Щ Начало пребра-I	_ щения;енсита примерно такой же,
как и для обычной структуры
незакаленной стали.В соответствии с приведен¬
ными зависимостями могут
быть построены кривые отно¬
сительных удлинений для рас¬
сматриваемых волокон^! и ууЕсли бы никаких структур¬
ных превращений не происхо¬
дило, то, при известном за¬
коне распределения темпера¬
туры по длине шва, относи¬
тельные деформации рассма¬
триваемых волокон предста¬
вились бы кривыми Ху1 и Ху9,
изображенными сплошными
линиями на рис. 176. При учете
структурных превращений эти
кривые примут вид, изобра¬
женный пунктиром. Нетрудно
видеть, что характер кривых X
сильно зависит от темпе¬
ратуры начала и конца пре¬
вращений (кривые, изображен¬
ные пунктиром с точками, для
пониженных температур пре¬
вращений).Для определения влияния
изменений в характере кри¬
вых на величину действитель¬
ных деформаций рассмотрим
два характерных момента: на¬
чало и конец превращений.На рис. 177, а приведено
сечение полосы в момент на¬
чала превращений. Если бы
структурныепревращения про¬
изошли при температуре выше 600°, то относительные тепловые
удлинения Xотдельных волокон (в предположении независимости
деформаций каждого волокна) изобразились бы кривой abed. С
учетом ранее полученных пластических деформаций сжатия отно¬
сительные деформации представились бы кривой a'b'cd. Действи¬
тельные деформации определились бы прямой a"—d’. Если жеРис. 177. Определение ^действительных
деформаций сечений полосы в различ¬
ные моменты времени с учетом струк¬
турных превращений.191
'вмененные деформации то относительные тепловые дефор¬
мации представятся ломаной кривой ajxfcd, а с учетом ране?
полученных пластических деформаций — ломаной кривой ai/i,
f'lb'cd. Изменение относительных деформаций отдельных волокон
приводит к изменению положения прямой действительных дефор¬
маций, которая расположится по линии tfi d\. При этом напряже¬
ния растяжения на кромке под валиком возрастут, достигнув
величины о.,, а кривизна в рассматриваемом сечении уменьшится.Для некоторого последующего момента времени, соответствую¬
щего концу превращения аустенита в мартенсит, относительные
деформации приведены на рис, 177, б. В этом случае вместо
.кривой относительных деформаций abed или a'b'cd (при учетепластических дефор¬
маций, полученных
ранее) будут иметь
местоотносительные
деформации, опре¬
деляемые линией
a,fjed, или, с уче¬
том ранее получен¬
ных пластических
деформаций, опре¬
деляемые линией
b ed. В связис тем, что с обра¬
зованием мартен¬
сита возросли по¬
ложительные, от¬
носительные дефор¬
мации в зоне структурных превращений, действительные
деформации определятся не прямой a'd\ а прямой a\d[ . При
этом кривизна полосы в рассматриваемом сечении уменьшится,
однако с той разницей по отношению к сечению, представлен¬
ному на рис. 177, а, что там уменьшилась положительная кри¬
визна, а на рис. 177, б уменьшилась отрицательная кривизна.Весьма резко меняется и эпюра напряжений. В рассматри¬
ваемом случае вся зона, подвергшаяся структурным превраще¬
ниям, оказалась сжатой, в то время как растягивающие напря¬
жения предельной величины (равные з3) отошли от кромки на
расстояние s.В соответствии с указанными изменениями в развитии де¬
формаций и напряжений изменяются и конечные деформации и
напряжения. На рис. 177,в приведено сечение после полного его
остывания. Если бы все волокна могли иметь ту длину, которая
•соответствовала бы лишь их тепловым и структурным дефор¬
мациям, то они заняли бы положение,, определяемое ломаной
линией aajjed. После вычитания ранее полученных пластиче¬
ских деформаций относительные деформации представятся ли¬Рис. 178. Влияние объемных изменений, вызванных
структурными превращениями, па характер кривой
изменения кривизны.192
нией ai f'fib'cd, а действительные — прямой a\d\. Таким обра¬
зом, и конечная отрицательная кривизна оказалась меньше
кривизны, получающейся в случае, когда все структурные изме¬
нения происходят при Т >600°.Следовательно, наличие структурных превращений привело
к изменению и деформаций и напряжений! Нетрудно видеть,
что с уменьшением ширины s зоны структурных превращений
влияние последних на общие деформации будет меньше.Если рассмотреть влияние структурных превращений на ха
рактер кривой изменения кривизны С, то, в соответствии с отме¬
ченным, кривая кривизны С представится в виде, изображенном
на рис. 178. Если выделить ту часть кривой С, которая вызван;!
только структурными превращениями, то она изобразится кри¬
вой Сстр, приведенной на том же рис. 178. Величина предель¬
ного значения кривизны Сстр может быть весьма мала и даже
равна нулю. Таким образом, структурные превращения в про¬
цессе сварки сперва уменьшают кривизну, а затем увеличивают
ее (уменьшая отрицательную кривизну).55.	Условия образования трещин при сварке вследствие
структурных превращенийНаиболее неприятным проявлением структурных превраще¬
ний при сварке являются трещинц; схема их образования может
быть представлена в следующем Ьиде.Если, используя график распределения температур вдоль
отдельных волокон (рис. 179, а) и график зависимости относи¬
тельных деформаций от температуры (рис. 179, б), выделить на
плане с нанесенными изотермами области, подвергающиеся струк¬
турным превращениям, то они представятся относительно узкими
полосками, расположенными вдоль шва и окруженными зна¬
чительно остывшим металлом, получившим к тому же значитель¬
ные пластические деформации сжатия, а затем растянутым
(рис. 179,в). При этом закаленная зона расположена рядом
с зоной отпуска, которая для некоторых сталей характеризуется
„отпускной хрупкостью". Резкое увеличение объема, связанное
с образованием мартенсита, вызывает значительные растягиваю¬
щие напряжения в соседней зоне. Учитывая, что вследствие
повышенных пластических деформаций сжатия, а затем растяже¬
ния, прилегающая к закаленной зоне область обладает понижен¬
ными пластическими свойствами, можно ожидать, что резкое
повышение растягивающих усилий может вызвать в ней появле¬
ние трещин.Наиболее опасными усилиями, вызываемыми объемными изме¬
нениями, следует признать продольные усилия, в связи с чем
наиболее вероятными при выполнении стыковых швов являются
поперечные трещины (рис. 179, д). Усилия, направленные попе¬
рек шва, менее опасны, так как наличие, как правило, более
пластичного металла шва предотвращает развитие значительных
растягивающих поперечных напряжений в основном металле.13 Н. О. Окерблом. 2381.	103
Рис. 179. Схема образования трещин, вызываемых сгрукт\ рными
превращениями.
Однако при достаточно жестком металле шва, когда он оказы¬
вается сильно легированным за счет основного металла, возмож¬
но появление и продольных трешин.Несколько отличны условия образования трещин при угло¬
вых швах. В этом случае при выполнении, например, тавровых
сечений (рис. 179, е) участки листа, где могут происходить струк¬
турные превращения, представляют собою тонкие прослойки
под угловыми швами. При увеличении объема этих прослоек
они могут сдв'инуться с жесткого основания, на котором они
расположены. Это приведет к появлению на границах прослойки
и основного металла скалывающих напряжений, которые наи¬
большей величины достигнут у поверхности листа. В результате
может появиться продольная трещина, образование которой
будет к тому же облегчено отрывающими усилиями, вызывае¬
мыми укорочением волокон шва (параллельных гипотенузе) при
остывании.В этом случае будут возникать преимущественно продоль¬
ные трещины или .отколы", показанные на рис. 179, е.Учитывая опасность возникновения трещин, тем большую,
чем ниже температура начала превращений аустенита, следует
принимать надлежащие меры для предотвращения появления
мартенсита или для его смягчения, если предотвратить его
появление невозможно. Некоторые приемы борьбы с подкалкой
основного материала при сварке приводятся ниже, в § 64.
ГЛАВА XIВЛИЯНИЕ СВАРОЧНЫХ ДЕФОРМАЦИЙ И НАПРЯЖЕНИЙ
НА ПРОЧНОСТЬ СВАРНЫХ КОНСТРУКЦИЙ56.	Влияние сварочных деформаций на работу сварныхконструкцийПомимо того, что коробление сварных деталей нарушает
весь процесс их изготовления, вводя ряд новых операций йо
правке, подгонке, прирубке соединяемых между собой деталей,
сварочные деформации, искажая сечения отдельных элементов
и искривляя геометрические оси их, измэняют условия работы
сварных деталей и конструкций. Такого рода изменение харак¬
тера работы сварного элемента конструкции может не только
изменить его прочность, но и привести к перераспределению
усилий от внешней нагрузки между всеми другими элементами
рассматриваемой конструкции, а это последнее вызовет сниже¬
ние напряжений, по сравнению с расчетными предположениями,
в одних элементах за счет перенапряжения других частей кон¬
струкции.Все это заставляет смотреть на общие деформации и коро¬
бление сварных деталей не только как на обстоятельство, услож¬
няющее процесс постройки сварных конструкций, но и как на
причину возможного нарушения прочности конструкции в про¬
цессе эксплоатации.Рассматривая различные виды общих сварочных деформаций
с точки зрения влияния их на прочность сварных конструкций,
необходимо разделить общие деформации, получающиеся
в процессе сварки, на две группы. К первой группе следует от¬
нести деформации, связанные с искривлением геометрической
оси сварной детали, тогда как во второй группе — местные
выпучины, волнистость и другие искажения поперечного сече¬
ния сварной детали.Первая группа деформаций изменяет характер работы детали
в том отношении, что добавляет вследствие имеющихся искри¬
влений новый вид напряжений, увеличивая таким образом фи
броаые напряжения против расчетных. Так, в случае, если прямо¬
линейный элемент какой-либо решетчатой конструкции получит
в процессе сварки изгиб своей продольной оси, то под дей¬
ствием полезной нагрузки он будет не только равномерно рас-
106
тянут или сжат продольной силой Р, но и изогнут моментом,
равным:М = Р-г,где z —стрелка прогиба элемента, вызванная сваркой. При этом
напряжения в элементе возрастут в п раз, причем:Здесь F и W — площадь и момент сопротивления сечения.
Для прямоугольного сечения с высотою h, при стрелке про-Рис. 180. Схема образования трещины в стенкс двутавровой балки.Вторая группа деформаций — выпучины, волнистость — изме¬
няет характер работы детали в том отношении, что, выключая
из работы часть поперечного сечения, уменьшает его площадь
и момент сопротивления и, следовательно, повышает напряже¬
ния против расчетных (рис. 180).Так, например, в случае сварной консольной двутавровой
балки, в результате угловой деформации при сварке стыкового
шва поясного листа может произойти выпучина пояса в соот¬
ветствии с отмеченным в § 42, если не будут в процессе сварки
приняты соответствующие меры, о которых будет сказано ниже
(§ 63). Если к тому же поясные швы будут выполнены преры¬
вистыми, то на протяжении выпучины поясной шов может ока¬
заться отсутствующим. Тогда, при загружении в районе выпу¬
чины вместо двутаврового сечения балки будет работать одно¬
тавровое сечение, момент инерции которого во много раз меньше
момента инерции всего сечения. При этом не исключена возмож¬
ность появления в стенке трещины (рис. 180, а). В отдельных
случаях, как показал опыт эксплоатации сварных конструкций,
трещина в стенке может не привести к аварии, если выпучина
будет не слишком велика, а стыковой шов будет выполнен ил
материала с достаточно высокими пластическими свойствами.
В таком случае трещина раскроется, поясной лист натянется,
прижмется к стенке и вступит в работу (рис.180, б), вследствие
чего расчетное сечение балки восстановится и дальнейшее рас-р , P-ZFгиба г=^А, напряжения увеличиваются в два раза (я = 2).
пространение трещины будет предотвращено. Однако, если вы-
пучина окажется достаточно большой, а пластические свойства
наплавленного металла стыкового шва —низкими, то трещина
может распространиться на достаточно большую часть стенки,
а сварной шов может треснуть раньше, чем пояс успеет при¬
жаться к стенке и тем прекратить изгиб шва.Аналогичное положение может создаться и в случае выпучины
в элементах растянутого сечения. Так, например, если растяну¬
тый элемент имеет замкнутое сечение, состоящее из четырех
листов, то в районе поперечного стыкового шва горизонтальных
листов может произойти прогиб горизонтальных листов, как
показано на рис. 181. Тогда продольное усилие будет в основномпо А-Я	па S-БРис. 181. Влияние деформаций поясов растянутого
элемента на распределение напряжении.восприниматься вертикальными листами и той частью гори¬
зонтальных, которая, будучи связанной с вертикальными листами,
сохраняется плоской. Остальная часть горизонтальных листов
почти полностью выключится из работы. В связи с таким изме¬
нением рабочего сечения, вместо равномерного распределения
напряжений по сечению горизонтального листа, будет иметь
место неравномерное распределение напряжений со значитель¬
ным перенапряжением краев горизонтального листа (рис. 181, а).Подобные же условия работы оказались бы и в том случае,
если бы элемент, приведенный на рис. 181, а, был снабжен по¬
перечными диафрагмами, поясные швы которых вызвали бы
волнистость горизонтальных листов (рис. 181,6).Из приведенного видно, что изгиб свариваемых элементов и
выпучины отдельных листов, входящих в состав расчетного се¬
чения, приводят к тем или иным перенапряжениям, которые
могут отразиться на прочности конструкции. Поэтому разработка
методов борьбы со всеми видами коробления при сварке
является исключительно важной задачей.193
57.	Суммирование сварочных напряжений с напряжениями
от полезной нагрузкиДля того, чтобы можно было оценить значение сварочных
напряжений для прочности сварной конструкции, необходимо
прежде всего установить, как суммируются сварочные напря¬
жения с напряжениями от полезной нагрузки. Для этого рас¬
смотрим несколько простейших случаев загружения внешними
силами сварных образцов с продольным или поперечным швом.На рис. 182 приведены эпюры распределения напряжений и
диаграмма «напряжения — деформации* для образца с продоль¬
ным стыковым швом. Если распределение начальных напряже¬
ний в стержне представить упрощенной эпюрой, изображенной
на рис. 182, а, то в зоне, расположенной вдоль шва, как было
установленно выше, будут действовать напряжения растяже¬
ния ffj, равные пределу текучести as (з, = as) и, кроме того,
в этой зоне будут существовать пластические деформации. При
отношении ширины зоны Ь к полной ширине В образца, равном а,
напряжения в остальной части образца <т, составят:а°2 =	i	1—з sНа диаграмме „напряжения — деформации" (рис. 182, г) поло¬
жение волокон зоны шва определится точкой А на площадке
текучести, а положение волокон сжатой части образца — точкой Б
на наклонной отрицательной ветви диаграммы.Приложение к образцу внешней нагрузки (рис. 182, б), вызы¬
вающей равномерно распределенные напряжения <т„н	дол-
щно было бы соответственно повысить первоначально имевшиеся
напряжения, однако, как это видно из диаграммы, участок в зоне
шва не может повысить напряжений, и его напряжения останутся
неизменными о-== а, = о5. Внешняя нагрузка будет воспринята
только участками, имевшими напряжения сжатия 82, к которым,
следовательно, добавятся напряжения:= J— о..Суммарные напряжения составят:I	а	I	3	Р—“=	1 «г + “1	 °< = i	 °i--	1—<1 s 1 1—а s 1—о sПри этом все волокна (в том числе и расположенные в зоне
шва) получат удлинения:1 3
е = — е-которые в зоне шва явятся пластическими деформациями, а
в остальной части — упругими.При разгрузке (рис. 182, в) все волокна будут деформироваться
упруго и, следовательно, получат деформации укорочения, равные:199
Рис. 182. Изменение напряжений в образце с продольным uibom
от приложения нагрузки внешними силами.
Рис. 183. Изменение напряжений?» образце с поперечным швом
при приложении нагрузки внешними силами.
м пропорциональное им уменьшение напряжений на вели¬
чину р*о5.После разгрузки будем иметь:о}'= «!-?«>, = (l-p) a,= (i-P) 5,;Таким образом, в результате нагрузки и разгрузки образца-
напряжения о1 в районе шва и напряжения о2 в остальной
части основного металла уменьшились в одинаковое число раз
и составили величину, представляющую (1—?) от начальных
напряжений. Такое уменьшение напряжений произошло за счет
увеличения пластических деформаций в зоне шва на величину:а?В случае загружения образца с поперечным швом (рис. 183)
картина остается аналогичной, с той лишь разницей, что в этом
случае будет существовать равенство ширины сжатой и растя¬
нутой зон, т. е. в этом случае a = 0,5, а следовательно, не только
о, =<v но и о, = Начальное состояние и растянутой и сжатых
зон шва на диаграмме „напряжения—деформации* представятся
точками Л и Б, расположенными на горизонтальных участках
пределов текучести.Приложение напряжений (5-з^ от внешней нагрузки вызовет
деформации равные:+ «■ - ь=Г"> - 2К,т. е. вдвое ббльшие, чем в случае отсутствия начальных напря¬
жений.При разгрузке уменьшение деформаций для обеих зон будет
одинаковое и равное:вПоэтому, если бы вслед за первым нагружением и разгрузкой
последовало второе нагружение сжимающей силой той же вели¬
чины, как и растягивающая, то при втором загружении все
волокна деформировались бы упруго на величину:- в«1 = - {Is,и пластические деформации сжатия не увеличились бы против
первоначальных. Снятие сжимающей нагрузки привело бы об¬
разец в то же состояние, в каком он был до вторичного загру¬
жения. Таким образом, несмотря на то, что начальные напря¬
жения и в растянутой и в сжатых зонах равнялись пределу
текучести, — после первого загружения образец будет работать
упруго даже при знакопеременной нагрузке. При этом только
первое загружение приводит к увеличению пластических дефор-
202
т-VLj«0
o’1
li.Piic. 184. Изменение напряжений в образце с поперечным швом при приложе¬
нии знакопеременной нагрузки с разной величиной растягивающих и сжина¬
ющих усилий.
маций на величину s2-2'^-£s. Остаточные напряжения от сварки
после первого разгружения составляют:а" =	~ р) °* = (1 —	= (1 — !4)3J.Иными словами, и в рассматриваемом случае начальные на¬
пряжения после первого разгружения уменьшились в (1 -- 2) раз
и сохраняют свое значение во время всей дальнейшей работы,
если последующая нагрузка по своей величине не превосходит
величину нагрузки при первом загружении.Наконец, случай, когда после первого загружения одного
знака второе загружение другого знака превосходит по вели¬
чине нагрузки первое загружение, — рассмотрен на рис. 184.При загружении растягивающей нагрузкой, вызывающей
3«н=(Й*» все деформации будут протекать так же, как и в пре¬
дыдущем случае (рис.'183). После снятия нагрузки напряжения
в образце будут:C‘l‘= °2 =0 — Р)«гПри приложении вторичной сжимающей нагрузки, вызыва¬
ющей напряжения:* /j ^Овн =где	образец будет деформироваться до тех пор, покадеформации не достигнут величины Р-е4. В этот момент суммар¬
ные сжимающие напряжения достигают предела текучести сжа¬
тия. Дальнейший рост нагрузки будет сопровождаться развитием
пластических деформаций сжатия. Оставшаяся часть нагрузки
(Р,—Р)в4 будет воспринята только упруго деформирующимися
волокнами первоначально растянутого участка, которые получат
при этом укорочения — 2{^ — Р)е,. Общее укорочение образца
под действием сжимающей нагрузки составит:_ еш = № + 2 (Pl - р)]«, = - (2?, - p)vСнятие сжимающей нагрузки приведет к увеличению дефор¬
маций на величину pjSf) в результате чего конечные напряжения
после снятия второй нагруз:<и составят:+ 0{v= — e*v = (1 — Р) О, — (2?, — Э)о, + = (1 — pJvРост пластических деформаций будет проходить следующим
образом: в результате первого загружения (растяжения) пласти¬
ческие деформации растяжения возрастут на величину
в результате второго загружения возрастут пластические дефор¬
мации сжатия на величину 2(рх — р)а4. Дальнейшие загружения
нагрузкой, не превосходящей по величине наибольшую из первых
двух, т. е. не превосходящей не вызовут появлений новых
пластических деформаций сжатия или растяжения, и работа
образца будет протекать упруго.Таким образом, в результате суммирования начальных сва¬
рочных напряжений с напряжениями от полезной нагрузки оста¬
точные сварочные напряжения уменьшаются за счет некоторого
увеличения пластических деформаций при первых загружениях.204
58.	Значение сварочных напряжений для прочности сварочныхконструкцийИз приведенного выше рассмотрения вопроса о суммирова¬
нии сварочных напряжений с напряжениями от полезной нагрузки
следует, что сама по себе величина начальных напряжений не
имеет значения для характера дальнейшей работы элемента, так
как после первого загружения работа элемента протекает упруго,
независимо от величины начальных напряжений. Сами начальные
напряжения уменьшаются, и тем сильнее, чем выше напряжения
от полезной нагрузки. Из приведенных выше выражений для
остаточных напряжений следует, что остаточные напряжения
будут равны нулю, если полезная нагрузка будет вызывать
напряжения, равные пределу текучести, т. е. если {3 = 1.Таким образом, сама величина начальных напряжений не от¬
ражается на прочности сварной конструкции, если последняя
выполнена из материала с достаточно высокими пластическими
свойствами.Более важное значение имеют начальные пластические дефор¬
мации. Действительно, если начальные пластические деформации
вместе с дополнительными, возникающими при первом загру-
жении, будут больше длины площадки текучести, то работа
материала перейдет в область самоупрочиения, что может
снизить действительный запас нрочности конструкции. Не оста¬
навливаясь здесь на вопросе выбора запаса прочности, можно
лишь отметит!., что при прочих равных условиях запас прочности
будет больше, если пластические свойства будут использованы
меньше, причем во всяком случае необходимо, чтобы пласти¬
ческие деформации не выходили за пределы площадки текучести.
Если пренебречь всеми пластическими деформациями, могущими
появиться в процессе изготовления конструкции, кроме дефор¬
маций, вызванных сваркой, то величина последних составит
около 1°/0 начальных деформаций и максимум 2-ef от воздействий
полезной нагрузки, т. е. в сумме около 1,3°/0. Поэтому при длиие
площадки текучести, превосходящей 1,5%, пластические дефор¬
мации также не отразятся на прочности сварной конструкции
При возникновении в процессе изготовления изделия пластических
деформаций и от других причин (вальцовка, флалжеровка,
штамповка и другие операции) длина площадки текучести соот¬
ветственно должна быть больше.При применении жесткого материала, не имеющего площадки
текучести или имеющего площадку с очень малой длиной,
необходимо принимать меры к уменьшению суммарных деформа¬
ций, вызываемых сваркой.Таким образом, о влиянии процесса сварки на прочность
сварной конструкции необходимо судить не по напряжениям,
вызываемым сваркой, а по тем суммарным относительным
деформациям (упругим и пластическим), которые возникают
при сварке.205
Если ограничиться рассмотрением влияния сварочных дефор¬
маций и напряжений на прочность конструкций, выполненных
из малоуглеродистых и низколегированных сталей с большим
процентом удлинения и значительной длиной площадки текучести,
то можно признать, что при статистической нагрузке сварочные
деформации и напряжения не снижают прочности сварных
конструкций.Так как большинство сварных конструкций работает под
действием переменных нагрузок, то необходимо установить,
как может повлиять сварка на предел усталости. Как устано¬
влено исследованиями в области металловедения [43], предел
усталости в результате наклепа повышается, причем это повы¬
шение наблюдается как после наклепа, полученного путем
доведения до остаточных деформаций при растяжении или при
сжатии, так и после наклепа, полученного путем последователь¬
ного доведения образца сперва до пластических деформаций
растяжения, а потом до пластических деформаций сжатия, или
наоборот.В случае суммирования напряжений от знакопеременной на¬
грузки с напряжениями от сварки имеет место развитие пла¬
стических деформаций либо одного знака либо последовательно
двух знаков, т. е. при первых загружениях происходит наклеп,
после чего материал работает упруго. Таким образом, условия
в полной мере соответствуют тем, которые имели место при
проведенных исследованиях, а потому нет никаких оснований
ожидать понижения предела усталости основного или напла¬
вленного металла шва в результате сварочных деформаций и
напряжений. Поэтому и в случае знакопеременных нагрузок
сварочные деформации и напряжения не влияют на прочность
сварных конструкций.Следует, одкако, отметить, что рассмотренное в предыдущем
параграфе суммирование напряжений и выводы, сделанные выше,
предполагают наличие линейного напряженного состояния.Однако все сделанные выводы, как показали эксперименталь¬
ные исследования и опыт эксплоатации сварных конструкций,
могут быть полностью распространены и на плоское напряженное
состояние. Значительно неопределеннее обстоит дело в том
случае, когда в результате сварки возникает объемное напряжен¬
ное состояние, значительно снижающее деформационную спо¬
собность материала. Однако и в этом случае, применительно
к реальным условиям работы сварных конструкций, можно
ожидать значительно более благоприятных условий работы
сварных конструкций, нежели это вытекает из чисто отвлеченных
предположений. Действительно, если в конструкции и имеют
место области объемного напряженного состояния, то они не
распространяются на все сечение элемента, а окружены пластич¬
ным металлом, который в значительной мере смягчает динами¬
ческие воздействия, в основном опасные при объемном напря¬
женном состоянии. Из этого, однако, не следует делать заклю¬
чения, что на объемное напряженное состояние можно не обра¬
зов
щать внимания. Наоборот, следует принимать все меры дл»
предотвращения его возникновения при сварке (соответствующим
размещением швов, например) и особенно для исключения
в конструкции таких мест, где на объемное напряженное состо¬
яние от сварки будет накладываться область- резкой концентра¬
ции напряжений от полезной нагрузки в результате недостаточно
рациональных конструктивных форм изделия.Необходимо остановиться еще на одном роде напряжений,
возникающих при сварке, — на напряжениях, вызванных нали¬
чием закреплений, препятствующих свободным деформациям сва¬
риваемых деталей. Эти напряжения, по существу, являются на¬
пряжениями от внешних сил и должны были бы входить в виде
слагаемого в те напряжения, которые определяются от внешней
нагрузки. Однако, имея в виду то, что эти напряжения возникли
в процессе сварки и уже вошли в те начальные напряжения,,
которые рассматривались при суммировании сварочных напря¬
жений с напряжениями от полезной нагрузки, как либо допол¬
нительно их учитывать нет необходимости *.Таким образом, можно установить, что напряжения, возни¬
кающие при сварке, как правило, не снижают прочности свар¬
ных конструкций. Следует лишь особое внимание обратить на
предотвращение возникновения при сварке объемного напряжен¬
ного состояния и на исключение совмещения участков повышен¬
ной концентрации напряжений от полезной нагрузки с участками
пониженных пластических свойств, возникшими при сварке.59.	Значение структурных напряженийВлияние структурных напряжений на прочность сварных
конструкций, выполненных из низколегированных конструкцион¬
ных сталей, проявляется прежде всего в виде трещин, которые
могут возникнуть в процессе сварки, если не будут приняты
специальные меры их предупреждения.Возникновение трещин при сварке могло бы рассматриваться
лишь как показатель неудовлетворительно выбранного режима
и метода сварки, если бы этот факт ни наводил на мысль о
том, что если даже в процессе сварки трещины не возникли,
то они могут возникнуть при приложении дополнительных
напряжений от полезной нагрузки. Однако опыт в огромном
большинстве случаев показывает, что если трещины не появилисьг
в процессе постройки и монтажа сооружения, они не появля¬
ются и в процессе эксплоатации. Это объясняется тем, что
в процессе нормальной эксплоатации могут появиться лишь
относительно малые деформации, не более 2es = 0,23%, тогда
как для появления трещины требуются достаточно большие
деформации, измеряемые несколькими процентами. Поэтому
вероятность такого случая, чтобы в процессе постройки прои-1	При этом имеете» в виду, что величина этого рода напряжений, при правиль¬
ном ведении технологического процесса,—незначительна. Примеч. редактора.•207
зошли деформации лишь немногим меньше предельных, вызы¬
вающих трещину, и при том меньше именно на такую величину,
какая потом создается эксплоатационной нагрузкой, — весьма
мала.Следовательно, исключение появления трещин в процессе
постройки конструкции полностью гарантирует от их появле¬
ния в процессе эксплоатации.Однако и при отсутствии трещин результаты структурных
превращений могут отразиться на прочности сварной конструкции.
Если в результате сварки возникла закаленная зона, то это
означает наличие между металлом шва и нормальным основным
металлом прослойки с высокой твердостью ин изкими пласти¬
ческими свойствами. Наличие такой прослойки приводит к необ¬
ходимости при оценке сварного соединения исходить не из ме¬
ханических характеристик основного и наплавленного металла,
а из характеристик металла прослойки, что может значительно
изменить оценку прочности сварного соединения. Правда, в
этом случае остаются в силе соображения о смягчении окружа¬
ющим металлом динамических воздействий, достигающих свар¬
ного шва, однако это не исключает необходимости принимать
все возможные меры для исключения такой прослойки или
(в особо тяжелых случаях применения высоколегированной
стали) улучшения ее механических характеристик.Из приведенного следует, что те напряжения и деформации,
которые возникают в результате структурных превращений
в процессе сварки, являются наиболее опасными для прочности
сварной конструкции, и к тому же весьма сильно зависящими
от химического состава, свойств и характеристик стали, от ре¬
жима сварки и от метода выполнения сварного шва.
I' Л А В A XIIМЕРЫ БОРЬБЫ СО СВАРОЧНЫМИ ДЕФОРМАЦИЯМИ
И НАПРЯЖЕНИЯМИво. Применяемые методы предотвращения или ликвидации
сварочных деформаций и напряженийНе касаясь таких основных приемов уменьшения сварочных
деформаций и напряжений, как рациональный выбор: режима
сварки, метода вчполнения сварного шва, последовательности
сборки и сварки конструкций, о которых частично уже гово¬
рилось, частично будет сказано в гл. XIII,—здесь необходимо
остановиться на специальных методах борьбы со сварочными
деформациями и напряжениями, применяемых в дополнение
к отмеченным выше основным приемам.Учитывая различный характер влияния на прочность конструк¬
ции общих деформаций, возникающих при сварке, свароч¬
ных напряжений и пластических деформаций, следует меропри¬
ятия по предотвращению тех и других рассмотреть порознь,
хотя все методы влияют и на коробление и на напряжения, а
некоторые пригодны и для предотвращения деформаций.Рассматривая различные методы борьбы со сварочными де¬
формациями и напряжениями, их можно распределить на сле¬
дующие группы:1)	методы предотвращения короблений;2)	„ исправления покоробленных деталей;3)	„ предотвращения напряжений/4)	я снятия сварочных напряжений.К методам предотвращения коробления деталей могут быть
отнесены такие приемы, которые применяются в процессе сварки.
Среди этих приемов наиболее распространенными являются:
закрепление деталей при сварке и обратный выгиб свариваемых
деталей. Влияние закрепления свариваемых деталей на конечные
деформации и напряжения было рассмотрено выше, причем было
установлено, что закрепление уменьшало коробление лишь
относительно широких листов; при узких листах (или режимах,
дающих широкую зону разогрева — более 0,15 ширины листа)
закрепление не только не уменьшает коробления, но может
даже увеличить его. При этом во всех случаях закрепление увели¬
чивает пластические деформации растяжения в зоне вблизи шва.14	Н- О- ОкерСлом. :381.
Таким образом закрепление, как средство борьбы с короблением,
может применяться в основном при сварке широких листов из
мягкой малоуглеродистой стали, на работоспособность которот
некоторое повышение пластических деформаций не оказываей
влияния. Применение закрепления при сварке узких листов
нецелесообразно потому, что не уменьшает коробления, а
применение закреплений при сварке жестких сталей нераци¬
онально потому, что приводит к использованию значительной
части пластических свойств.Несколько особо стоит вопрос о применении закреплений
при сварке тонких листов, когда весьма полное закрепление
листов оказывается целесообразным, что было отмечено в § 45.При сварке элементов из толстых листов (например, тавриков
из листов толщиною Солее 6 мм) наиболее целесообразно при¬
менять обратный выгиб. Обратный выгиб может быть осуще¬
ствлен различными способами: либо деталь упруго изгибают и
в таком упруго изогнутом состоянии закрепляют на все время
сварки, либо деталь, выгибая, доводят до остаточного прчгиба,
сварку детали производят в незакрепленном состоянии, причем
в процессе сварки и остывания предварительный выгиб уничто¬
жается. Ниже, в § 61 и 62, рассмотрено влияние упругого и
пластического выгибов на деформации и напряжения при на¬
плавке валика на кромку полосы.К методам исправления покоробленных деталей относятся,
помимо механической холодной и горячей правки, правка с при¬
менением нагрева газовой горелкой или путем наложения „хо¬
лостых швов". Все эти методы правки не могут рассматриваться
как полноценные приемы, позволяющие устранить коробление
без снижения работоспособности сваренной детали. Тем не менее
все эти методы правки применяются в производственной прак¬
тике с тем или иным успехом.Следует отметить методы правки, использующие процесс
сварки и местный сосредоточенный нагрев. Правка с помощью
наложения дополнительных швов, не требующихся по конструк¬
ции, оказывает то же действие, что и наложение второго шва
(§ 28). Учитывая, что при наложении продольного шва на изо¬
гнутую деталь ее изгиб сперва несколько увеличивается и лишь
потом уменьшается, использование наложения дополнительных
швов не может быть признано рациональным методом правки.
Наложение поперечных швов нерационально потому, что вместо
равномерного по всей длине уменьшения кривизны детали по¬
следняя выгибается в обратную сторону по ломаной линии
с резко концентрированным приложением усилий и с доведе¬
нием ряда поперечных полос под валиками основного металла
до пластического состояния.Правка с помощью концентрированного нагрепа гпзовой го¬
релкой до температур, превышающих 600°, также не может
рассматриваться как рациональный метод правки, однако отсут¬
ствие надежных способов предупреждения образования выпучин
при сварке тонколистового материала заставляет допускать этот210
метод для правки тонких листов в частях конструкции, не отра¬
жающихся на общей прочности сооружения. Применение нагрева
выпучины пятнами (рис. 185) приводит к созданию растягиваю¬
щих напряжений, равных пределу текучести по всей площади
пятна, и больших напряжений растяжения в остальной части
листа. В то же время в промежутке между пятнами появляются
напряжения сжатия одного направления и напряжения растяже¬
ния другого направления (на рис. 185 продольные). При этом
в листе создается весьма сложное напряженное состояние, при
котором участки с растягивающими напряжениями, равными пре¬
делу текучести, могут перемежаться с ненапряженными участками.
При чрезмерном количестве пятен можно не только выправить,
но и настолько натянуть лист, что использование его в качестве
рабочего элемента окажется невозможным. Кроме того, сколько-
нибудь равномерный прогрев по всей толщине может иметь
место лишь при тонких листах; при листах значительной тол¬
щины к неравномерности распределения напряжений по площади
листа добавится неравномерность по тол¬
щине. Поэтому и приходится ограничивать
применение этого метода лишь для правки
выпучин в тонких листах.Методов полного предотвращения на¬
пряжений практически не существует,
так как выполнить сварку без создания
напряжений, равно как и клепку, гнутье,
штамповку, литье и т. п., — невозможно.Поэтому, говоря о предотвращении воз¬
никновения напряжений, приходится иметь
в виду, прежде всего, поперечные на¬
пряжения, вызванные закреплением свариваемых деталей. В этом
отношении при сварке плоских листов может быть исполь¬
зован обратный выгиб, который рассмотрен в § 63. При сварке
более сложных деталей с целью предотвращения появления
напряжения может быть использован подогрев. О значении по¬
догрева о его влиянии было отмечено в § 31. Следует лишь под¬
черкнуть, что подогрев кромок в редких случаях может ока¬
заться полезным. Гораздо более целесообразно производить по¬
догрев, несколько отступя от кромки.Из методов снятия напряжений после сварки следует отме¬
тить: отжиг общий и местный (о чем было сказано в § 31), про-
колачивание шва, термопластический метод, загружение проб¬
ной нагрузкой. Последний метод основан на тех положениях,
которые были рассмотрены в § 57 и, по существу, всегда авто¬
матически применяется при первом загружении конструкции.
Термопластический метод основан на том же принципе, но для
создания растяжения в шве используется нагрев до 300° смеж¬
ных со швом зон и охлаждение зоны шва. Тогда расширение
зон вдоль шва заставит растянуться и шов, вследствие чего
в нем произойдут пластические деформации. После остывания
напряжения в шве и основном металле в известной мере сни¬Рис. 185. Схема испра¬
вления выпучин концен¬
трированным нагревом
пятнами.9211
мутся/Если учесть значение напряжений и пластических дефор¬
маций, отмеченное в § 58, то станет очевидной нецелесообраз¬
ность применения специальных мер снятия напряжений, подоб¬
ных термопластическому методу, при котором не имеющие ни¬
какого значения напряжения уничтожаются за счет создания
пластических деформаций, имеющих гораздо более вредное
влияние на прочность, чем напряжения.Что касается проколачивания шва, то его использование
для снятия напряжений основано на том, что, раздавая напла¬
вленный металл, можно дать шву такие размеры, при которых
возникшие вследствие уменьшения ширины шва напряжения про¬
падут. Некоторые дополнительные данные об этом методе даны
в §67.Методы борьбы со структурными деформациями и напряже¬
ниями кратко освещены в § 64.61.	Упругий обратный выгибПри применении упругого выгиба, как средства борьбы с ко¬
роблением, могут иметь место две разновидности этого метода:упругий и упруго-пластический выгибы.
Характерной особенностью этих способов
создания предварительного выгиба является
применение закреплений для удержания
детали в изогнутом состоянии во время
всего процесса сварки. При этом, в случае
упругого выгиба, в детали возникают
только упругие деформации, тогда как
в случае упруго-пластического выгиба,
кроме упругих, имеют место и пластиче¬
ские деформации. Однако в обоих слу¬
чаях в изогнутом состоянии деталь может
удерживаться только с помощью закре¬
плений.При упругом предварительном выгибе полосы на ее кромках
возникают упругие деформации в (рис. 186), которые определяют2си кривизну выгнутой полосы Сиь1Г = ~ и стрелку прогиба:t — 1 с [-	— [••	виг g '-'виг	АНТак как наибольшая величина упругих деформаций равна ts,
упругий выгиб не может иметь кривизну болееПриняв для расчета предварительный упругий выгиб наиболь
шей возможной величины, определим конечные деформации по
лосы при различных режимах наплавки.при упругом выгибе
полосы.212
На рис. 187 приведены эпюры деформированного и напряжен¬
ного состояния полосы в случае выполнения наплавки тем же
режимом, который применялся
в приведенных на рис. 54 и 69
случаях наплавки на свобод¬
ную и на закрепленную по¬
лосу. Как видно из эпюры,
приведенной на рис. 187, а,
для момента времени, соответ¬
ствующего наибольшему рас¬
пространению температуры
600° по ширине полосы, дей¬
ствительные деформации опре¬
деляются прямой Alt наклон
которой задан предваритель¬
ным выгибом, т. е. величинойПоявляющиеся при этомпластические деформации сжа¬
тия е" больше пластических
деформаций elt возникающих
при наплавке на свободную
полосу, и меньше пластиче¬
ских деформаций, появляю¬
щихся в случае наплавки ва¬
лика на закрепленную полосу.Соответственно деформациям
ej, к моменту полного осты¬
вания укорочение отдельных
волокон, в случае предвари¬
тельного выгиба, определяется
кривой Xj, которая занимает
промежуточное положение
между аналогичными кривыми
для случаев наплавки на сво¬
бодную и на закрепленную
полосу. При снятии закрепле¬
ний после полного остывания
полосы, вследствие неуравно¬
вешенности моментов внутрен¬
них сил, произойдет измене¬
ние кривизны полосы. Конеч¬
ные деформации определятся
прямой д" (рис. 187, в), весьма
незначительно отклоняющейся
от горизонтальной оси у, т. е.	 Свободная полосаЗакрепленная полиса	Упруго - вЬ/енутла яполосаРис. 187. Деформации при наплавке ва¬
лика на кромку упруго-выгнутой полосы.в результате применения предварительного выгиба предельной
величины коробление полосы оказалось ничтожным, и при том213
значительно меньшим, чем в случае применения закрепления без
предварительного выгиба, не говоря уже о несравненно больших	Свободная полоса	Упруго- бЬимутояполоса.Рис. 188. Деформации при наплавке
валика на кромку упруго-выгнутой
полосы при узких зонах разогрева.-Свободная полоса	Закрепленная пол on	—Упруга- Минутая полосаРис. 189. Деформации при наплавке
валика на кромку упруго-выгнутой
полосы при широких зонах разогрева.деформациях при наплавке валика на свободную полосу. Таким
образом, в отношении уменьшения коробления применение упру¬
ги
того выгиба с закреплением приводит к лучшим результатам,
нежели применение одного закрепления без предварительного
выгиба. Пои этом с уменьшением кривизны предварительного
выгиба конечные результаты будуг приближаться к тем, кото¬
рые дает одно закрепление. В отношении остаточных пласти¬
ческих деформаций применение упругого выгиба с закреплением
приводит к результатам, приближа¬
ющимся к случаю наплавки на свобод¬
ную полосу. С уменьшением вели¬
чины предварительного упругого вы¬
гиба конечные пластические деформа¬
ции растяжения увеличиваются, до¬
стигая наибольшей величины при при¬
менении закреплений без предвари¬
тельного выгиба.Таким образом, предварительный
упругий выгиб приводит к лучшим
результатам, нежели применение за¬
креплений без обратного выгиба, как
в отношении коробления, так и в
отношении конечных пластических
деформаций растяжения.Нетрудно видеть, что примене¬
ние предварительного упругого вы¬
гиба в случае более узких зон на¬
грева (при режимах наплавки с более
слабыми силами тока ити с более
высокими скоростями сварки) приве¬
дет к еще лучшим результатам, так
как конечная эпюра напряженного
состояния до снятия закрепления бу¬
дет мало отличаться от двух треуголь¬
ников (рис. 188, б) и, следовательно,
после снятия закреплений прямая
практически примет горизонтальное
положение, т. е. кривизна полосы бу¬
дет равна нулю (рис. 188, в).И наоборот, в случаях выполнения наплавки режимами
вызывающими более широкие зоны нагрева (рис. 189>, примене¬
ние упругого выгиба хотя и уменьшает конечные деформации
по сравнению с таковыми при одном закреплении, однако эффект
от применения упругого выгиба оказывается незначительным,
особенно, если учгсть, что применение закреплений в этих, слу¬
чаях может привести к пластическим деформациям, превышаю¬
щим деформации своб )Дной полосы.Если обратить внимание на то, что при широких зонах
нагрева эпюра напряженного состояния до снятия закреплений
приближается к двум прямоугольным (рис. 190, а), то нетрудно
установить, каким должен быть предварительный выгиб для
достижения прямолинейности полосы. Действительно, при снятиисоI 0,5h-z2 0,5h-zРис. 190. Деформации, вызы¬
ваемые снятием закреплений.215
закреплений эпюра,приведенная на рис. 190, а, становится неурав¬
новешенной, и момент внутренних сил, равныйвызовет изгиб полосы.Эпюра деформаций, вызванных этим изгибом, представится
в виде двух треугольников (рис. 190,0). Пропорциональные этим
деформациям напряжения создают момент, равныйИз условия равновесия момент М' и момент М должны быть
равны, а следовательноЮ . h-
es 4 — 0 6 ’откуда наибольшие относительные деформации 8, вызванные
снятием закреплений, составятЭпюра конечных остаточных деформаций и напряжений при¬
мет вид, изображенный на рис. 190, в.В том случае, когда эпюра напряженного состояния до
снятия закреплений имеет вид двух трапеций (рис. 190, г), вели¬
чина наибольших относительных деформаций 5 может быть
выражена следующей формулой:Когда трапеция обращается в прямоугольник (z=0), приве¬
денная формула дает ранее полученное значение 8=1,5 • et; когдаКак видно из приведенной формулы, довольно большие от¬
клонения эпюры напряженного состояния перед снятием закре¬
плений от эпюры в виде двух прямоугольников, мало отра¬
жаются на величине деформаций &, вызываемых снятием закре¬
плений. Так, при 2 = 0,2 -h величина о отличается от наиболь¬
шей своей величины всего на 5%- Поэтому, с достаточной для
практики точностью, при эпюрах напряжений (перед снятием
закреплений) в виде двух трапеций с малым основанием, пре¬
вышающим 0,25-А, можно для деформаций 8 принять некоторую
среднюю постоянную величину, равную 5=1,43 • еЛ. Так как
трапецеидальные эпюры указанных выше размеров возникают
при режимах, создающих зону нагрева шириною свыше 0,15-Л,
то, следовательно, во всех случаях, когда зона нагрева шире 0,15Л,21*
относительные деформации от снятия закреплений будут соста¬
влять:S sal,43-е,.Чтобы полоса после снятия закреплений оказалась горизон¬
тальной, предварительный обратный выгиб должен вызывать на
кромках полосы (рис. 186) деформации е, равные % т. е. необ¬
ходимо, чтобы е = 1,43-е*. Таккакпри этом деформации превос¬
ходят еЛ, то, следовательно, при предварительном выгибе воз¬
никнут не только упругие, но и пластические деформации.Таким образом, применение упругого обратного выгиба
позволяет избежать коробления детали лишь при узких зонах
разогрева (при b < 0,15-Л). Применение упругого обратного
выгиба при широких зонах разогрева не может освободить
изделия от конечных деформаций, кривизна которых будет
составлять около>т=адб-Ь-Для сведения конечных деформаций к нулю при широких
зонах нагрева (Ь > 0,15 • К) деформации на кромках при предвари¬
тельном выгибе должны превосходить деформации,соответствую¬
щие пределу текучести, т. е. приходится прибегать к упруго¬
пластическому выгибу.Как установлено было выше, для достижения прямолиней¬
ности изделия после сварки деформации на кромках при пред¬
варительном обратном выгибе должны составлять около 1,43 - еЛ.
Эпюрадеформированногои напряженного состояния полосы перед
сваркой при упруго-пластическом выгибе приведена на рис. 191, а.
Как видно из эпюры, на участке 01 ширины полосы возникают
пластические деформации растяжения, а на участке 5Л — пласти¬
ческие деформации сжатия. Величина наибольших пластических
деформаций на кромках полосы составляет 0,43-е5В момент наибольшего распространения температуры 600г
по ширине полосы (при выполнении наплавки режимом, который
применен в случаях, представленных на рис. 69, в и 189, и со¬
здает зону нагрева шириною Ь„) эпюра напряженного и деформи¬
рованного состояния примет вид, изображенный на рис. 191, <5.
Так как закрепления полосы остаются на все время сварки, то ,
действительные деформации Д3 будут при кривизне полосы,
созданной первоначальным выгибом, и, следовательно, угол на¬
клона прямой Д, будет такой же, как и прямой на рис. 191, а.
На положении этой прямой скажутся как деформации л,, вызван¬
ные нагревом, так и пластические деформации сжатия, получен¬
ные при обратном выгибе. Пластические деформации растяжения
не окажут влияния на положение прямой Д8, так как весь уча¬
сток 01, занятый этими деформациями, попадает в пределы зоны
нагрева и, следовательно, вег волокна этого участка в рас¬
сматриваемый момент времени находятся в пластическом состоя¬
нии.
К моменту полного остывания эпюра укорочений отдельных
волокон, вызванных полученными до и в процессе сварки пла¬
стическими деформациями (если бы волокна могли деформиро¬
ваться независимо друг от друга), представится кривой \'3 изо¬
браженной на рис. 191,г (на рис. 191, в нижняя часть эпюрысрезана).До снятия закреплений действитель¬
ные деформации изобразятся прямой Д'3
(рис. 191, в); наклон ее такой же, как и
прямых Л0 и Д3 (рис. 191,а и в), а на¬
пряжения почти на всей ширине полосы
равны пределу текучести.Так как эпюра напряжений близка
к двум прямоугольникам, то снятие за¬
креплений вызовет деформации, близ¬
кие к 1,5*е$, следовательно, после сня¬
тия закреплений действительные дефор¬
мации полосы представятся прямой Ад,
положение которой практически гори¬
зонтально, т. е. конечная кривизна
полосы практически равна нулю.Таким образом, применение упруго-
пластического обратного выгиба при
широких зонах нагрева позволяет избе¬
жать коробления полосы при таких же
примерно пластических деформациях,
как и в случае упругого выгиба.Из приведенных данных следует, чго
Ц.-|-|д- при узких зонах нагрева наилучших ре-
1 зультагов можно достигнуть, применяя
упругий выгиб, тогда как при широ¬
ких зонах нагрева избежать коробле¬
ния можно лишь с применением упруго¬
пластического выгиба.Рис. 191. Деформации при
применении упрого-пласти-
ч^ского выгиба.62.	Пластический обратный выгибПри пластическом выгибе сварка
производится без закрепления полосы.Из приведенных выше зависимостей
легко установить ту кривизну, которую
необходимо дать полосе при изгибе, для того чтобы после
частичного распрямления оставшаяся кривизна имела желае¬
мую величину.На рис. 192 приведен график, из которого можно установить,
до какой кривизны С' нужно изогнуть полосу, чтобы получить
после освобождения от изгибающих внешних сил необходимую
кривизну Свыг- Если полосу изогнуть так, чтобы сечение 1—1
заняло положение 2—2(схема на рис. 192), то при эгом на кромках
полосы возникнут относительные деформации у, сктоящие из218
упругих деформаций *j и пластических р, т. е. у = (а-f-ef. После
того, как внешние силы будут удалены, полоса частично рас¬
прямится, и рассматриваемое сечение займет положение 3—3, при¬
чем на кромках будут иметь место деформации v — y— 3. Таким2	уобразом, придав полосе кривизну С'= ^ после удаления внеш¬
них сил, получим кривизну:С„ыг. = I (У — 8) = \ о* + — О).0№На графике рис. 192 приведены кривыеАС' иЛ-Свыг. в функции от отношенияимея в виду, что величины и о зависят
от величины г. Пользуясь приведенным
графиком, для заданного значения Л*СВЫГнаходят значение Jj- и для него определяют д.рвеличину h.C. На том же графике нанесена ц;8
кривая (а, позволяющая определить вели- ц008
чину наибольших пластических деформа¬
ций на кромке при глубине их распро¬
странения на величину г. Для полноты а№Ь
данных там же приведена и кривая 8.Все величины даны для Ст. 3, для кото¬
рой величина предела текучести принята
равной 2400 кг{см2 и соответствующая отно¬
сительная деформация — равной 0,001142. 0,00?Для установления характера напряжен*
ного и деформированного состояния в от* ^
дельные моменты времени на рис. 193 при¬
ведены эпюры для случая наплавки режи¬
мом, применявшимся в случаях, изображен¬
ных на рис. 69, в, 189 и 191. Приняв кри¬
визну обратного выгиба равной кривизне,
получающейся при наплавке на свободную
полосу, и пользуясь графиком на рис. 192,найдем соответствующие значения величинщих область распространения и величину пластических дефор¬
маций. Деформации полосы при предварительном обратном
выгибе представлены прямой на рис. 193, а. После освобожде¬
ния полосы от внешних изгибающих сил остаточный обратный
выгиб перед началом наплавки определится прямой Д0.В момент достижения зоной нагрева наибольшей ширины bs
действительные деформации онределятся прямой А3 (рис. 193,б),
более крутой, нежели при наплавке на свободную полосу, не
подвергнувшуюся предварительному обратному выгибу. Увеличе¬
ние деформаций Д3 вызвано тем, что на участке 3h кривая тепло¬0/ 02 О.з ом 9,5Рис. 192. 1 рафик для
определения деформа¬
ций, необходимых для
получения с помощью
пластического выгиба за¬
данной кривизны.и р., олределяю-219
вых удлинений 13 (на рис. 193,<5" в пределах участка ЗА показана
пунктиром) переместится вниз на величину укорочений ц, полу¬
ченных отдельными волокнами при обратном выгибе. Пласти¬
ческие деформации растяжения не оказывают в данном случае
влияния на общие деформации, так как они попадают целикомв область температур, превышаю¬
щих 600° (часток 01 на рис. 193, tf).В соответствии с изменив¬
шимися деформациями в момент
наибольшего нагрева уменьшатся
деформации А3 после полного осты¬
вания полосы, но добавятся укоро¬
чения волокон на участке ЗА, вызван¬
ные пластическими деформациями
при обратном выгибе. На рис. 193,о
приведена эпюра конечного напря¬
женного состояния, из которой:
видно, что конечная кривизна по¬
лосы близка к нулю, так как пря¬
мая деформации Дд почти горизон¬
тальна. Конечные деформации Д3
полосы можно представить как
сумму двух деформаций, из кото¬
рых одни вызваны только теми
пластическими деформациями, ко¬
торые имели место в пределах зоны
нагрева и прилегающей к ней об¬
ласти (рис. 193,г), а другие—только
теми пластическими деформациями,
которые были созданы у противо¬
положной валику кромки при об¬
ратном высибе (рис. 193, <?). В том
случае, когда кривизна, вызывае¬
мая обоими видами пластических
деформаций, будет одинаковой по
неличине, но противоположной по
знаку, суммарные конечные дефор¬
мации (рис. 193, в) не будут вызы¬
вать коробления (изгиба) полосы.Исследуя характер и величину
обеих составляющих конечных де¬
формаций, можно установить влия¬
ние на суммарные конечные дефор-
мацйи величины обратного пластического выгиба.Т ак как пластические деформации, полученные при обратном
выги бе, у кромки, противоположной наплавке, представляются
треу гольником, определяемым величинами г и ц (которая также
зависит от z), то кривизна полосы Сц, вызываемая только этими
плас тическими деформациями (рис. 193, <?), может быть выраженаРис. 193. Деформации при наплав¬
ке на кромку пластически выгну¬
той полосы.220
в виде функции от г. Конечное выражение кривизны (опу¬
ская все вычисления) имеет вид:о 3 3гдеИзменения величины AC1JL в зависимости отприведено нарис. 194 сплошной линией.Кривизна полосы С., вызываемая одними пластическими де¬
формациями )*', также будет меняться с изменением пластиче¬
ских деформаций обратного выгиба.Так как с увеличением ц. кривая Х8
в момент наибольшего нагрева 0,006
(рис. 193,6) становится более плоской, от
в связи с чем увеличивается наклон
прямой Д3 и уменьшаются пластиче- 0,00ч
ские деформации сжатия s', то умень- дцдзшаются и конечные деформации Ук 3 0,002
отдельных волокон после окончания
наплавки. Соответственно уменьше- D,uoi
нию КА уменьшится и кривизна С,- о
При Z — О кривизна С, будет равна
той кривизне, которая получается
при наплавке на свободную полосу,
не подвергшуюся предварительному
обратному выгибу.Характер изменения величины hC, с изменением величины -£•ши •*,. '■	ппредставлен на рис. 194 пунктирными кривыми, различными для
разной ширины b зоны нагрева.Учитывая, что знак кривизны Ся противоположен знаку кри¬
визны Сх,— суммарная кривизна, вызванная как пластическими
деформациями, созданными при обратном выгибе, так и пласти¬
ческими деформациями, возникшими при наплавке, определится
на графике рис. 194 как разность ординат сплошной и соответ¬
ствующей пунктирной кривых. При равенстве ординат обеих
кривых (точка их пересечения) конечная кривизна равна нулю.Если сравнить значение	при котором конечная сум¬марная кривизна равна нулю, со значением которое должнобыло бы иметь место при обратном выгибе, если бы последнему
придать кривизну, равную кривизне, получающейся при наплавке
на свободную полосу, то оказывается, что эти два значения
достаточно близки друг другу. Следовательно, для избежания0,1 0,2 0,3 0,ц 0,5Рис. 194. Зависимость конечной
кривизны от кривизны предва¬
рительного пластического вы¬
гиба.коробления (кривизны) полосы в результате наплавки необхо¬221
димо, чтобы кривизна, создаваемая предварительным обратным
выгибом, по величине приблизительно равнялась кривизне, полу¬
чающейся в результате наплавки на свободную не искривлен¬
ную полосу. При очень широких зонах нагрева (при b — bi —рис. 69, г) кривизна, создаваемая пред¬
варительным пластическим выгибом,
должна быть несколько меньше кри¬
визны, получающейся при наплавке
на свободную полосу; при широких
зонах нагрева (при Ь = Ьг) обе кри¬
визны должны быть равны, а при
уз#их. зонах нагрева (й = й1), при
предьарительном обратном выгибе,
необходимо создавать кривизну, не¬
сколько большую, чем получаемая
при наплавке на свободную полосу.Однако необходимо отметить, что
при узких зонах нагрева (например,
при b — bJ характер деформаций в
процессе сварки несколько отличается
от характера деформаций при широ¬
ких зонах нагрева. Если при широ¬
ких зонах нагрева уменьшаются и
пластические деформации сжатия е3
(рис. 193, б) и деформации \
(рис. 193, в), — так как пластические
деформации, вызванные предвари¬
тельным выгибом в районе наплавки,
не выходят за пределы зоны нагрева
и, следовательно, не оказывают влия¬
ния на конечные деформации, — то
при узких зонах нагрева существен¬
ное влияние оказывают и пластиче¬
ские деформации, вызванные выги¬
бом наплавляемой кромки, в той части,
где они выходят за пределы зоны на¬
грева. Эти деформации, как это видно
из рис. 195, б, на котором предста¬
влена эпюра напряженного и дефор¬
мированного состояния полосы при
наплавке режимом, вызывающим зону
нагрева шириною bv увеличивают
пластические деформации сжатия
и соответственно деформации X'
(рис. 195, в). В результате при узких зонах нагрева конечные
пластические деформации не только не уменьшаются, но даже
увеличиваются по сравнению со случаем наплавки на свободную
полосу без предварительного выгиба. Кроме того, характерной
особенностью эпюры конечных деформаций при применении^Рис. 195. Деформации при ла-
плавке на кромку пластически
изогнутой полосы при узких
зонах разогрева.222
пластического выгиба в случае малой ширины зоны нагрева
является наличие пластических деформаций растяжения не только
на кромке у наплавки, но и на противоположной кромке
(рис. 195, в).Из приведенных эпюр видно, что при назначении обратного
выгиба с кривизной, равной конечной кривизне свободной
полосы (рис. 195, а), после полного остывания полоса сохраняет
некоторую крив.изну, и для достижения полной прямолинейности
кривизна предварительного выгиба должна быть несколько
увеличена.Таким образом, из рассмотрения деформаций и напряжений,
возникающих при наплавках на полосу, подвергшуюся предва¬
рительному пластическому вы¬
гибу, следует, что прямоли¬
нейность после сварки может
быть достигнута, если кри¬
визна предварительного вы¬
гиба будет примерно равна
кривизне, получающейся при
наплавках на свободную по¬
лосу. Применение пластиче¬
ского выгиба при широких
зонах нагрева приводит к
уменьшению конечных пла¬
стических деформаций растя¬
жения, т. е. улучшает работо¬
способность изделия, тогда как
при узких зонах нагрева ко¬
нечные пластические дефор¬
мации не только увеличива¬
ются по величине (по сравне¬
нию со случаем наплавки на
свободную полосу), но и появляются на противоположной на¬
плавке кромки, что ухудшает условия работы изделия.Сопоставление результатов, получаемых при применении
различных мер борьбы с короблением посредством обратного
выгиба должно быть проведено, как это следует из предыдущего,
раздельно для узких и для широких зон разогрева. При этом
необходимо сравнивать не только конечную кривизну, получа¬
ющуюся при том или ином приеме борьбы с короблением, но
и конечную величину и область распространения пластически*
деформаций растяжения.Сопоставление значений конечной кривизны СпрА и наиболь¬
шей величины конечных пластических деформаций епл приведено
на диаграмме рис. 196 при режимах, вызывающих относительно
узкую зону разогрева (Ь = 0,15-h). В этом случае применение за¬
креплений несколько уменьшает коробление, но значительно уве¬
личивает конечные пластические деформации. Упругий выгиб,
не изменяя значения пластических деформаций, позволяет до¬
вести коробление практически до нуля. Предварительный пла-223I0,007■ОМС-0,0050,00 V-0,003-ом-0,001.<ь,*о#л'Sotfo дн. j За крепя. Упругий Упр-пласт. ПлоаяичПо г. осаВЬ/гид полосыРис. 196. Сравнение кривизны и пели-
чины пластических деформаций при
применении различных способов
закрепления и обратного выгиба.
стический выгиб также позволяет избежать коробления, причем
конечные пластические деформации несколько уменьшаются,
но охватывают значительно большую часть ширины полосы,
располагаясь вдоль обеих продольных кромок. Учитывая весьма
неблагоприятное влияние пластических деформаций, распо¬
ложенных у кромок, следует признать наиболее целесообразным
применение при узких зонах нагрева упругого предварительного
выгиба. Следует иметь в виду, что с уменьшением ширины на¬
грева условия для применения угругого выгиба улучшаются, так
как величина конечных пластических деформаций ври этом мало
отличается от таковых при наплавке на свободную полосу.Влияние различных примеров борьбы с короблением при ре¬
жимах наплавки, создающих широкую гону нагрева (Л^0,3*Л),
приведено на диаграмме рис. 196. В этом случае закрепление
увеличивает и коробление и конечные пластические деформации.
Упругий предварительный выгиб, хотя и уменьшает коробление,
однако не позволяет довести его до нуля. При этом конечные
пластические деформации несколько возрастают по сравнению
со случаем применения закреплений. Упруго-пластическнй вы¬
гиб, не улучшая положения с пластическими деформациями,
позволяет избежать коробления. Однако наилучших результатов
можно достичь при пластическом предварительном выгибе, т. е.
избежать коробления при отсутствии пластических деформаций.63.	Меры борьбы с деформациями, выходящими из плоскостисвариваемых листовТот же прием предварительного выгиба может быть приме¬
нен и для предотвращения появления деформаций, выходящих из
плоскости свариваемых листов.Этот прием является достаточно
распространенным, хотя далеко
не всегда его применение дает
те результаты, которые он мог быHIРис. 197. Применение
предварительного выгиба
при ввлрке чаплат.Рис. 198. Осуществление
предварительного выгиба
свободных и закреплен¬
ных полос.дать; это объясняется неправильным пониманием причин,
вызывающих те деформации, которых стараются избежать.Так, например, при вварке заплат делают предварительный
выгиб заплаты с тем, чтобы за счет увеличенной вследствие
224
выгиба длины компенсировать укорочение, вызванное усадкой
швов (рис. 197). Если бы выгиба не было (рис. 197, а), то умень¬
шение ширины швов при остывании наплавленного металла при¬
вело бы к напряжениям в шве и в основном металле; при на¬
личии выгиба (рис. 197, б) предполагается, что уменьшение
ширины швов может произойти без напряжений вследствие
распрямления ввариваемой заплаты. При этом, однако, обычно
забывают, что кроме уменьшения ширины шва происходит и
уменьшение угла раскрытия шва. Если уменьшение ширины
швов уменьшает выгиб вставки, то уменьшение угла раскрытия
швов (при выгибе в сторону раскрытия шва) увеличит изгиб
вставки. Таким образом, при схеме по рис. 197, б выгиб вставки
не только не уменьшит напряжений, но даже увеличит их.Другой результат получился бы, если бы вставка была вы¬
гнута в сторону, противоположную раскрытию швов (рис. 197, в).
В этом случае выгиб вставки привел бы к увеличению угла
раскрытия шва, и уменьшение этого угла при остывании шва
одновременно с уменьшением его ширины способствовало бы
распрямлению вставки. При этом напряжений ни в шве, ни
в листах не возникло бы, так как не было бы препятствий ни
для укорочения ширины шва, ни для уменьшения угла раскры¬
тия шва.Из приведенного примера ясно, что для предотвращения
деформаций и напряжений необходимо дать такой выгиб свари¬
ваемым листам, чтобы при этом был увеличен и зазор
в стыке и угол раскрытия шва на такую величину, на
какую при остывании уменьшатся ширина шва и угол раскры¬
тия шва.Учитывая приведенные выше предварительные замечания,
рассмотрим случай сварки встык двух закрепленных листов
при V-образном шве (рис. 198).Если бы швы не были закреплены, то при сварке встык по¬
перечному уменьшению ширины не было бы препятствий и нужно
было бы принять меры против поворота листов друг относи¬
тельно друга. Для этого нужно было бы так расположить листы,
чтобы угол раскрытия шва увеличился на величину р — после¬
дующею уменьшения угла при остывании шва. На рис. 198, а
показано такое расположение листов перед сваркой. При осты¬
вании шва один из листов повернется на угол [i и займет такое
положение, при котором он будет находиться в одной плоско¬
сти с другим листом.При закреплении листов (рис. 198, б) расположение их по
рис-. 198, а невозможно. Кроме того, здесь необходимо предва¬
рительно увеличить зазор в стыке для того, чтобы после умень¬
шения ширины шва суммарная длина листов была равна рас¬
стоянию между закреплениями. Для увеличения зазора в стыке
и для увеличения угла раскрытия шва необходимо произвести
выгиб листов на такую величину /, чтобы при этом угол раскры-
ткя швл увеличился на величину", а зазор в шве — на вели¬
чину 0,072 В (рис. 198, в).15	И. О. Оксрблом. 2341.	225
Имея в виду, что неточность в соблюдении увеличения за¬
зора мало отразится на конечных напряжениях, следует расчет
стрелки прогиба вести по величине необходимого увеличения
угла раскрытия шва.Для случая стыка листов одинаковой толщины 8, с одинаковым
расстоянием / от стыка до места заделки (рис. 198), получим
(как для балки, заделанной одним концом с силой Р на другом
конце):увеличение угла раскрытия шваri РА 2■!- = тг:	(16)стрелку прогиба конца балкиР /‘3 Ь/=='3£/ “-з"£	07)напряжения в месте заделки (от выгиба)Р-/0 S _ 8 3С =21Так как угол, на который уменьшается раскрытие шва, со¬
гласно предыдущему равен:i = 0,018. tg-j-ll +0,5 (л-1)],то необходимая стрелка прогиба/ будет:/=0,00o.tg 4- [1 + 0,5 Сп- 1)] I.	(19)Предельно допустимая стрелка прогиба определяется из
условия, чтобы напряжения в листе от выгиба не превосходили
предела текучести. Из выражения (18) имеем:-jr = /шах ~2 ~ji	(18)откуда (для Ст. 3):/та» =	= 0,00076 -I-■	(20)Из сопоставления выражений (19) и (20) следует, что для того,
чтобы напряжения в заделке листа не превосходили предела
текучести, необходимо, чтобы:0,006• tg \ • [1 + 0,5 [п — I)] Z < 0,00076 * ,или8tg Д- [1 +0.5(я — 1)3-	(21)286
При угле раскрытия шва 0 = 60°-£>4,6 [1+0,5 (л--1)1(22)/= 0,0035 [1+0,5 (л — 1)]. '	(23)В том случае, когда выгиб листов по схеме, представленной
на рис. 198, в невозможен, для достижения предварительного уве¬
личения зазора и увеличения угла раскрытия шва необходимо при¬
бегать к более сложному изгибу листа. Так, например, в случае,
когда выгибу вверх мешает ка¬
кой-то элемент сечения, при-	р
ходится давать листу двойнойвыгиб, как показано на схеме ^	<а)рис. 199, а.	||К такому же выгибу прихо-
дится прибегать и в том случае,
когда один из стыкуемых лисгов
по тем или иным обстоятель- м
ствам не может быть выгнут,
и выгибать приходится только
один лист (рис. 199, tf). В обоих
случаях (рис. 199, а и б) харак¬
тер изгиба остается один и тотс11~\1г' АРис. 190. Примеры особых
случаев выгиба листов
перед сваркой.Рис. 200. Схема определения вели¬
чины прогиба для получения задан¬
ного угла поворота кромки свари¬
ваемых ЛИСТОР.же, и меняется лишь величина стрелки прогиба.Для определения размеров стрелки прогиба и необходимойвеличины отношения 4- рассмотрим балку, заделанную однимконцом и опертую другим, нагруженную силою Р в расстоянии
с от опоры (рис. 200, д). Принимая за лишнюю неизвестную^
момент в заделке М и определяя прогибы и углы поворота
опорных сечений для балки на двух опорах под действием силы
Р и момента М, — величину момента в заделке определим из
условия, что угол поворота опорного сечения в заделке равен
нулю.Для загружения силой Р имеем (рис. 200 в):°i = -6■:)жр'с^-с'У'	(24>%Р-с (I— с)(21 — с)(25)227
Для загружения моментом М имеем (рис. 200, г )- т£т- ;	(26)л-Г.1Ml
'b-Е/ '(27)Из условия 0j +0'= 0 находим:^ = Я'С(2/2—2> • (28)При этом угол поворота на опоре будет:а , й. _ />-с(1 -с)('М-с) Р.с(Р-&_Р-с{1-е)>	/опч6 •/.£/ ' \2'.t-FI ~ A-I-E-I • К }Этот угол должен быть равен углу-|- для случая по схемерис. 199, а и углу fi — для схемы рис. 199, б.Для определения наивыгоднейшего расположения силы не¬
обходимо кайти то значение с, при котором угол поворотаопорного сечения О2 + 02 достигает максимума. Из	равенства„ й(92+в'г)
нулю производной	находим:/* —4/с-‘-Зс*=0,откуда:и следовательно:с =4	(30)(в, —(31)Стрелка прогиба под силой Р составляет:
от силы РУ' = ~(/ ш:'е7Х1 lcW-c) ~ (1- хП	(32)от загружения моментом МПри с = з и ■*= 1 полная стрелка прогиба равна:4	;?0 Р1’л 16	/ЪА.\I У1 -ГУ 1 - 243 £/-— 2187 7Г/ " 2187 ' £/“	( 'Выражая стрелку прогиба / через угол поворота сечения на
опоре [выражение (31 )J, получим:/=^/(в,4-6';)та1.	(35)Для схемы по рис. 199, а:/, = 0,2 • /1 = 0,0018. tg . [1 + 0,5 (и — 1)] /.	(36)228
Для схемы рис. 199, б:/> = 0,2-/-^=0,0036-tg J [1 -f0,5(« — 1)]/.(37)Предельно допустимая стрелка прогиба определится из ус¬
ловия, чтобы напряжения в листе не превосходили предела те¬
кучести.Наибольший изгибающий момент под грузом равен:л-f 	— с.) Р-с{1 с2)с 14 р ,	/ЧЯ1М'	Г~	ШЫ — 8lНапряжения в сечении под грузом составляют:a = — —			(39)21 81 / 3 ■'	0,2/* '	' ’следовательно:/■« = Ь0,2 у3- ^-=0,000098	0,0001	- . (40)Из сопоставления выражений (36) и (40) следует:0,0018 • tg ~ [1 + 0,5 (п — 1)] = 0,0001-4- -откуда:X>18ig ®-[1 + 0,5(л-1)1.Соответственно из сопоставления выражений (37) и (40):
-4>36tg-!ll+0,5(«-l)].64.	Меры борьбы с деформациями и напряжениями,
вызываемыми структурными превращениямиКак и в случае сварки малоуглеродистых сталей, при сварке
легированных сталей необходимо принимать все ранее указанные
меры для предотвращения сварочных деформаций и напряжений.
Однако, кроме того, необходимо применять меры борьбы с по¬
следствиями структурных превращений. Эти меры, как и во
всех других случаях, могут быть двоякие: меры, предотвращаю¬
щие появление закаленных зон при сварке, и меры, устраняю¬
щие образовавшиеся закаленные зоны.Мерой,, предотвращающей появление закаленной зоны,
является выбор надлежащего режима сварки. Как уже отмеча¬
лось выше (гл. X), в зависимости от марки стали ее структур-
чые превращения характеризуются S-образной кривой, из кото¬
рой можно установить то время выдержки при определенной
температуре или ту скорость остывания в определенном интер¬
вале температур, при которых может быть получена заданная
структура стали. Зная скорость остывания, может быть подо¬
бран такой режим сварки (сила тока и скорость), при котором229
Зона подпорной
чапал ни от 2ю
6а лиха,'тЖигающиивалимбудет иметь место необходимая структура. Учитывая, что s-об¬
разная кривая построена для изотермического превращения, не¬
обходимо ввести в нее соответствующие поправки или опреде¬
лить необходимую скорость остывания, пользуясь образцом Джо-
мини.• В настоящее время имеется ряд методов, разработанных раз¬
личными исследователями (Доан с сотрудниками [44], [45], Хесс
с сотрудниками [46], [47] и др.). на которых останавливаться не
приходится, тем более, что они освещены в нашей отечествен¬
ной периодической литературе [48]. Следует лишь отметить, что
часто принимаемый в качестве критерия для оценки условий
сварки расход энергии в джэулях на 1 пог. см шва не может
служить достаточно надежным показателем для широкого ди-
л—ь	апазона изменений силы тока иОт&игойщиивалим	скорости сварки, так как, в со¬ответствии с отмеченным выше
(§ 60), распределение темпера¬
тур при одном и том же рас¬
ходе энергии может колебаться
в достаточно широких пределах
в зависимости от силы тока и
скорости сварки. Поэтому ука¬
занный выше прямой путь опре-
Ьофтвсно{ деления необходимого режима
vw^svjMerwMi сварки для получения заданной•	“ Qnuft " лпиппип птструктуры является хотя и бо¬
лее трудоемким, но зато более
надежным..Во всех тех случаях, когда над¬
лежащим выбором режима сварки
с использованием подогрева свариваемых деталей может быть
осуществлено сварное соединение без закаленных зон, очевидно,
каких-либо других мер борьбы с проявлениями процесса струк¬
турных превращений принимать не приходится. Необходимость
в них возникает тогда, когда требуемый режим сварки оказы¬
вается неосуществимым, и появляются в районе шва закаленные
зоны.Одной из мер борьбы с вредным влиянием на прочность свар¬
ного соединения закаленных зон является надлежащий выбор
метода выполнения сварного шва. Одним из таких методов
является метод „отжигающего валика". Он основан на том пред¬
положении, что последовательно накладываемые валики шва от¬
пускают закаленную зону, созданную в основном металле преды¬
дущим валиком, тогда как зона, созданная последними валиками,
остается не отпущенной и является опасной для прочности.
Для того чтобы отпустить и эту зону по методу „отжигающего
валика" предлагается накладывать последний валик на поверх¬
ность наплавленного металла шва так, чтобы он мог отпустить
закаленную зону основного металла и не создать в основном ме¬
талле зоны повторной закалки (рис. 201, а).230Зона отпуска от 1-го
ВаликаРис. 201. Схема сварки с отжигаю¬
щим валиком.
Однако этот метод не дает каких-либо указаний о выборе ре¬
жимов сварки отдельных слоев, о соотношении их размеров
и т. д. Таким образом, выполнимость сделанных вначале пред¬
положений ничем не обусловливается.Несколько иначе решается задача в работе, проведенной
в ЦНИИ Озолиным В. Ю. [4у] под руководством автора.При несоблюдении специаль-
них условий наложение последу-Зона отпуска от I v3oho заыпки
2-го Валика / tut ВалимСорбит осио1»ого твталпа3-и Вс гик
v*QJU гм/сех-по-СорВит основного металлаt v	V-Ззно еппускд етл
и-го Валино
Рис. 203. Схема выполнения сварки
слоями, полностью обеспечивающими
отжиг закаленных зон.Рис. 202. Зависимость размеров
1'оречного сечения валика и глубины
распространения заданных темпера¬
тур от режима сварки.ющего слоя не обеспечивает отпуска всей закаленной первым
слоем зоны (рис. 201, о) вследствие чего получаются череду¬
ющиеся закаленные и отпущенные слои.Чтобы закаленных про¬
слоек не было, режим, кото¬
рым выполняется второй слой,
должен обеспечивать прони¬
кание температур отпуска
(600-S-7303 для рассмотрен¬
ной в работе стали) на всю
глубину закалки от первого слоя. Для выбора режима сварки
при наложении каждого последующего слоя необходимо, таким
образом, знать глубины зоны закалки и зоны отпуска при раз¬
личных режимах сварки, что попутно определяет и размер ва¬
лика (площадь его поперечного сечения). На рис. 202 приведены
(определенные Озолиным В. Ю. на основе расчетов по приведен¬
ным выше формулам Рыкалина Н. Н.) данные о глубинах рас¬Рис. 204.Схема ступенчатого
выполнения шва.метода231
пространения характерных температур и о соответствующих
площадях сечения наплавляемого валика. Пользуясь такими дан¬
ными, нетрудно рассчитать те режимы, которыми должен вы¬
полняться каждый валик, и те его размеры и расположение,
при которых будет обеспечен полный отпуск закаленных зон
основного металла (рис. 203).Однако, чтобы объемные изменения, сопутствующие образо¬
ванию мартенсита, не могли привести к появлению трещин до
того, как он будет отпущен, необходимо, чтобы температура
зоны закалки не снижалась до той, при которой можно ожидать
100-проценгного мартенсита и при которой, следовательно, су¬
ществует наибольшая вероятность образования трещин. С этой
целью, задаваясь температурой, ниже которой не должно про¬
исходить остывание, можно при заданном режиме сварки уста¬
новить ту максимальную длину участка шва, которая может быть
выполнена до наложения второго слоя. Таким образом по¬
является необходимость в ступенчатом методе наложения отдель¬
ных слоев шва, все размеры которых могут быть определены
расчетом (рис. 204).Из приведенного видно, что надлежащим выбором режима
сварки и расположением слоев можно всегда предотвратить вред¬
ные последствия структурных превращений, даже в глубокоза-
каливающихся сталях.
ГЛАВА XIIIДЕФОРМАЦИИ И НАПРЯЖЕНИЯ ПРИ СВАРКЕ КОНСТРУКЦИЙ65.	Деформации при сварке двутавровых балокПри сварке двутавровых балок могут возникнуть как об¬
щие деформации (изгиб и укорочение всей балки), так и мест¬
ные деформации поясов или вертикальной стенки. И общие и
местные деформации зависят от размеров сварных швов, режима
сварки и последовательности наложения швов. Прежде чемРис. 205. Схема определения деформаций сварной двутавро¬
вой балки.остановиться на выборе наиболее рациональной последовательно¬
сти выполнения сварки, необходимо рассмотреть характер общих
и местных деформаций, возникающих при сварке двутавровых
балок.Общие деформации изгиба могут быть как в плоскости вер¬
тикальной стенки, так и в плане. При выполнении первыми по¬
ясных швов, соединяющих вертикальную стенку с нижним поя¬
сом, характер возникающих деформаций будет тот же, что и при
сварке тавровых сечений (рис. 205); вертикальная стенка изо¬
гнется в своей плоскости, причем, вследствие того, что момент
инерции стенки весьма велик по сравнению с собственным мо¬
ментом инерции поясного листа, нижний пояс получит вогну¬
тость. При наложении швов, соединяющих стенку с верхним
поясом, произойдет некоторое увеличение стрелки прогиба, по¬
лученной от первых двух швов, вследствие приведения верхней
части вертикальной стенки при нагреве в пластическое состоя¬
ние и уменьшения при этом момента инерции вертикальной
стенки. При остывании верхних поясных швов стенка будет не¬
сколько распрямляться, но, как это было показано ранее (§ 28),
полного распрямления произойти не может, и останется прогиб
такого же знака, как и полученный от приварки нижнего пояса233
В рассматриваемом случае это распрямление будет еще меньше
вследствие того, что при приварке нижнего пояса, под действием
внутренних сил, вызванных неравномерным нагревом, деформи¬
ровалась только вертикальная стенка (так как верхний пояс еще
отсутствовал), при приварке же верхнего пояса деформироваться
должна стенка, связанная с нижним поясным листом, т. е. та¬
вровое сечение, имеющее значительно больший момент инерции,
нежели одна вертикальная стенка.Так, если схематически представить активные усилия, воз¬
никающие при сварке в виде сил Р, действующих по оси швов,
то при наложении швов, прикрепляющих нижний notoc, эти уси¬
лия будут создавать изгибающий момент, равный (рис ‘205, б и в):Afi = P-z,где г — расстояние центра тяжести таврового сечения, соста¬
вленного из вертикальной стенки и нижнего пояса, от нижней
кромки вертикальной стенки.При наложении верхних поясных швов момент, создаваемый
усилиями Р, вызванными этими швами (если их в запас принять
равными усилиям Р), составит:Мг--=Р\Так что при приварке верхнего пояса момент будет большеМпмомента, вызванного швами нижнего пояса в раз:Мп__ Ph 		’~МХ P-2z 2 z’В то же время момент инерции сечения после наложения
швов нижнего пояса будет /j_, а после окончания сваркибалки — /,. увеличившись при этом в j-раз.Если момент инерции I\ и /, представить в общем виде, то
приближенно можно написать:/1=^17 (1 +6«),
отношение площадей поперечного сечения стенкигде 1 = ~ — соотношение толщины пояса и высоты стенки.
Значение г может быть представлено в виде:2 l+o. •Нели учесть, что соотношение у = ^ настолько мало, что ве¬
личинами у2 и ау можно пренебречь, а также то, что при обыч-234Гпгде а - 		* С1и пояса;
ных соотношениях основных размеров балки коэфициент а
колеблется в пределах от 0,5 до 1,0, то, соответственно, вели-чинад будет составлять от V., до 1/4, а величинаh =	1 +6а _'L Н1_3<1+“,йПбудет изменяться в пределах от 2 до 2,8.При этом отношение будет составлять всего от 1,5 до 2.Таким образом, хотя при наложении верхних швов изгибаю¬
щий момент увеличивается (за счет увеличения расстояния до
центра тяжести) в 1,5н-2
раза, момент инерции полу¬
чаемого сечения увеличи¬
вается в 2-^ 2,8 раза, т. е.
полученный при приварке
нижнего пояса прогиб не
сможет быть выправлен
поясными швами верхнего
пояса, и сваренный в ука¬
занной последовательности
двутавр будет иметь изгиб
с вогнутостью того пояса,
который приваривался пер¬
вым.Если во избежание из¬
гиба в вертикальной пло¬
скости одновременно накла¬
дывать оба поясных шва
с одной стороны стенки
(например / и 3 на рис. 205), а затем швы — с другой стороны
стенки, то вместо изгиба в вертикальной плоскости возникнет
изгиб в плане, однако значительно меньший по величине, так
как и первые и вторые швы располагаются почти по оси балки
(рис- 206, а).Весьма большое влияние на деформации балки в плане оказы¬
вают швы, прикрепляющие ребра жесткости к поясным листам.
Так, если сперва приварить к поясам все ребра жесткости, рас¬
положенные с одной стороны стенки, то балка изогнется в плане,
как показано на рис. 206, пунктиром.Нагрев второй половины сечения поясного листа при при¬
варке ребер с обратной стороны стенки вызовет увеличение из¬
гиба, т. е. нагретые волокна верхней половины пояса не в со¬
стоянии будут соиротивляться стягивающим усилиям, вызван¬
ным швами нижиих ребер жесткости. При этом увеличение из¬
гиба балки произойдет не за счет увеличения кривизны по всей
длине балки, аза счет местного увеличения кривизны в сечении,
где располагается привариваемое ребро (пунктирная кривая на
рис. 206, в). При последующем остывании пояс будет рас¬235Рис. 206. Влияние приварки ребер
жесткости на общий изгиб балки.
прямляться, однако полного распрямления не произойдет, и пояс
сохранит некоторую кривизну (пунктир сточками на рис. 206, в).Помимо общих деформаций изгиба произойдут и общие про¬
дольные деформации Продольные деформации вызываются
в основном поперечными швами, прикрепляющими ребра жест¬
кости, и стыковыми швами. Чем больше количество поперечных
швов на балке, тем больше ее укорочение. Поэтому для обес¬
печения проектных размеров балки заготовка должна иметь при¬
пуск, величина которого может быть задана на основании дан¬
ных, приведенных в § 46.Кроме общих деформаций, балки пояса получают местные
деформации, характер которых аналогичен характеру деформа¬
ций пояса тавровых сечений. Однако при наличии ребер же¬
сткости характер деформации поясов меняется. Ребра, не позво-Рис. 207. Влияние ребер на волнистость пояса двутавровой балки.ляя поясам прогнуться, приводят к волнообразной форме изгиба
пояса (рис. 207). Такое же влияние оказывают и угловые швы,
приваривающие ребра к поясному листу.66.	Влияние последовательности наложения швовКак отмечалось выше, при сварке сложных составных сече¬
ний и конструкций характер возникающих деформаций зависит от
порядка наложения швов. Поэтому одним из основных средств
борьбы с деформациями при изготовлении сварных конструкций
является соблюдение надлежащей последовательности наложе¬
ния швов. Учитывая при этом, что каждый накладываемый шов
создает ту или иную степень закрепления свариваемых листов,
лишая их одной или нескольких степеней свободы, та или иная
последовательность сварки определяет не только характер дефор¬
маций, но и характер напряженного состояния изделия. Поэтому
при выборе рациональной последовательности наложения свар¬
ных швов необходимо стремиться избегать и недопустимых по ве¬
личине деформаций и нежелательного для данной конструкции на¬
пряженного состояния. Так как во многих случаях избежать и
деформаций и напряжений не удается, то необходимо, прежде
всего, оценить относительное значение тех и других для изго¬
товляемой конструкции, и в зависимости от этого выбирать та¬
кую последовательность сварки, при которой основное внимание
было бы уделено тому фактору, который наиболее сильно от¬
ражается на качестве конструкции. При этом, в отдельных слу-
23Й
чаях, выбранная последовательность наложения сварных швов
должна допускать применение специальных приемов борьбы
с деформациями и напряжениями (например применение обрат¬
ных выгибов, проколачивание и др.)Для уточнения некоторых положений, касающихся порядка
сборки и сварки конструкций, ниже рассмотрено несколько
конкретных примеров.Если необходимо осуществить приварку диска сварного
шкива к ступице и ободу (рис. 208), то последовательность на¬
ложения швов должна быть
выбрана различной при разных
размерах шкива. Так, если
диаметр шкива велик, а тол¬
щина обода мала, то, выбрав
в этом случае наложение
швов, соединяющих диск с
ободом, от некоторой точки
последовательно по окружно¬
сти, легко можно получить
выпучину обода, указанную на
рис. 208, а пунктиром. Для
предотвращения таких дефор¬
маций необходимо сварку шва
производить отдельными уча¬
стками в последовательности,
указанной на рис. 208, а ци¬
фрами. В этом случае за счет
жесткой связи обода с диском
деформации последнего будут
предотвращены, но создаются
напряжения растяжения в ди¬
ске. При большом диаметре шкива и относительно малой
толщине диска эти напряжения в диске и в швах, соединяющих
его с ободом, будут невелики и могут быть допущены. При
малом диаметре шкива эта последовательность наложения швов
(участками) окажется неприемлемой из-за больших напряжений
растяжения в диске и в швах. В то же время при малом диа¬
метре обода жесткость его будет значительно больше, и ожи¬
дать при этом деформаций обода (пунктир на рис. 208, а) в случае
последовательного наложения шва по окружности нет оснований.
Поэтому при малом диаметре шкива последовательность должна
быть выбрана следующая: накладывать шов небольшими участками
в обе стороны от точки А (рис. 208,6). Так как последние
участки шва окажутся в особенно неблагоприятных условиях,
то для снижения в них напряжений целесообразно применить
проколачивание отдельных слоев шва.Из приведенного примера видно, что последовательность на¬
ложения швов должна устанавливаться в зависимости от того,
с каким проявлением процесса сварки следует считаться в ка¬
ждом отдельном случае: с короблением или с напряжениями.Рис. 208. Последовательность сварки
шкива.237
<0В случае шкива большого диаметра наиболее опасны были вы*
пучины обода и не опасны напряжения в диске и швах, — поэтому
последовательность наложения швов должна была преследовать
цель предотвращения деформации обода. В случае шкива малого
диаметра деформации обода были не опасны, так как при боль
шой его жесткости они были бы практически нулевыми, в товремя как напряжения в диске
и швах могли бы превзойти
допустимые пределы, — по¬
этому последовательность на¬
ложения швов и дополнитель¬
ные меры должны были вы¬
бираться из условия пред¬
отвращения напряжений в ди¬
ске и швах.В качестве другого примера
рассмотрим последователь¬
ность наложения швов при
сварке двутавровых балок.Выше, при рассмотрении
характера деформаций, возни¬
кающих при сварке двутавро¬
вых балок, было установлено,
что при выполнении сперва
обоих швов, прикрепляющих
один пояс к стенке, а затем
обоих швов, прикрепляющих
второй пояс к стенке,—полу¬
чится выгиб балки в верти¬
кальной плоскости стенки. При
выполнении сначала обоих
швов с одной стороны стенки
балки, а затем обоих швов
с другой стороны стенки балки
получится выгиб балки в плане.
Поэтому, сточки зрения пред¬
отвращения деформаций, ни
та, ни другая последователь¬
ность сварки не может быть
признана удовлетворитель¬
ной. Наиболее желательной
последовательностью сварки была бы чередующаяся сварка от¬
дельных участков швов то с одной, то с другой стороны стенки
(рис. 209, а). Однако при вертикальном положении собранной
лод сварку балки швы, прикрепляющие верхний пояс к стенке,
пришлось бы варить в полупотолочном положении, что требует
особой квалификации сварщиков и потому нежелательно. При
сборке балки в горизонтальном положении для перехода с одной
стороны стенки на другую необходимо кантопагь всю балку,
что при большой длине и большом числе участков без приме-
239Рис.209. Последовательность
двутавровой балки.сварки
нения специальных приспособлений неудобно. Поэтому для обес¬
печения наиболее целесообразной воследовательности выполнения
сварки необходимо производить сварку в приспособлениях, до¬
пускающих быструю и легкую кантонку балки без использования
при этом кранового оборудования цеха. Одним из таких приспосо¬
блений является вращающийся кольцевой кондуктор, схематично
изображенный на рис. 209, г.Учитывая возможности, даваемые применением приспособле¬
ний, предлагаем следующий порядок наложения швов при сварке
двутавровой балки:Перед сборкой всей балки желательно осуществить сварку
стыков поясов и вертикальной стенки. Собранную из листов
балку (или отдельную
монтажную секцию бал¬
ки) вместе с ребрами
жесткости следует варить
в последовательности,
указанной на рис. 209,(9
стрелками и цифрами.При этом сварка должна
полностью заканчиватьск
в пределах одного кон¬
тура, образуемого поя¬
сами и вертикальными
ребрами жесткости, пре¬
жде чем переходить к вы¬
полнению швов, распо¬
ложенных в другом кон¬
туре. Внутри контура
швы должны наклады¬
ваться так, чтобы эле¬
менты, расположенные
впереди (по ходу движе¬
ния сварки), не были закреплены и допускали продольные пере¬
мещения свариваемых листов. В этом отношении сборка на при¬
хватках является несовершенным приемом, так как й известной
мере закрепляет все свариваемые элементы, весьма ограничивая их
перемещения. В производственной практике часто можно наблю-
. дать, что в процессе сварки прихватки срезаются: это подтвер¬
ждает возникновение значительных усилий в случае ограничения
продольных деформаций, создаваемого соединением свариваемых
частей конструкции прихватками. Сборка без. прихваток в при¬
способлениях позволяет обеспечить точное взаимное расположе¬
ние свариваемых листов без создания препятствий их продольным
деформациям в процессе сварки.Несоблюдение основных положений, приведенных при уста¬
новлении указанной выше последовательности сварки, может
способствовать значительным напряжениям в конструкции и даже
появлению трещин. Так, например, приварка ребер жесткости
после сварки стенки с поясами вызовет в стенке значительны!23Рис. 210. Развитие напряжений в заделанном
листе от наложения поперечных швов.
напряжения, так как укорочение стенки, весьма ужесточенной
по кромкам поясами, не может произойти равномерно, вслед¬
ствие чего в местах весьма ограниченных деформаций у поясов
возникнут особенно большие напряжения (рис. 210).Б аналогичных условиях можег оказаться, например, между-
донный лист, сваренный со вторым дном и с обшивкой, к кото¬
рому затем начинают приваривать флоры (рис. 210). Ввиду весьма
жесткого закрепления междудонного листа в обшивке и в на-
,	t , стиле второго дна, укороче¬ние его в результате наложе¬
ния поперечных швов, при¬
крепляющих флоры, — невоз¬
можно и, следовательно, в нем
неизбежно должны возникать
весьма большие напряжения,
достигающие предела теку¬
чести, а затем и пластические
деформации, тем большие, чем
большее количество флор при¬
варивается к листу в данной
секции.Опыт, имевший место на
одном из судостроительных
заводов, показал, как велики
эти напряжения и какое они
имеют значение. Когда во
время постройки корабля для
выправления возникших в про¬
цессе сварки общих деформа¬
ций решили разрубить стыко¬
вой шов междудонного листа
(к которому флоры были при¬
варены в последнюю очередь),
то, прежде чем была срублена
половина толщины наплавлен¬
ного металла, шов мгновенно11it ‘«Г4я»‘ Ж ;‘\1—1-—
1шоаГ _[-т|П^Лд;|,:м11шт 1Рас. 211. Схема распространения тре¬
щин в- закрепленном листе, вызванных
неправильной последовательностью
ложения швов.на-лопнул и трещина распространилась на обшивку и на настилы
второго дна (рис. 210).Здесь следует обратить внимание на то обстоятельство, что
при разрыве стыкового шва разрушились лист обшивки и лист
второго дна, которые под действием внутренних сил были сжаты.
Это обстоятельство показывает, что наличие в обшивке и на¬
стиле второго дна напряжений сжатия не послужило препят¬
ствием к его разрушению из-за мгновенности разрушения между¬
донного листа. Если бы трещина развивалась медленно, то она,
постепенно распространившись до обшивки и до настила второго
дна, остановилась бы или перешла на поясные швы, как это
показано на схеме рис. 211,в. При мгновенной распространении
трещины в шве (рис. 211, г) она переходит на смежные элементы,
независимо от их напряженного состояния, и распространяется240
в них до тех пор, пока создавшиеся деформации по разрыву
не погасят те усилия, которые вызвали разрыв.При выполнении швов, соединяющих отдельные детали между
собой, нельзя ограничиться только выбором последовательности,
наложения отдельных швов,'—необходимо назначить уаправле-
ние движения электрода при выполнении этих швов. Так, напри¬
мер, в простейшей конструкции плиты с перекрестными ребрами-
(рис. 212) деформация ее будет зависеть, в частности, и от того,
в каком направление будет вестись сварка швов, соединяющих
перекрестные ребра между
собой. Для простоты выявле¬
ния направления сварки исклю¬
чим из рассмотрения последо¬
вательность приварки ребер к
плите и предположим, что
они к ней заранее приварены,
и остается произвести сварку
ребер между собой. Тогда,
выполняя эти швы снизу вверх,
получим изгиб плиты, так как
зазор между ребрами по мере
выполнения шва будет умень¬
шаться у верха ребер, где
кончаются швы. Суммирова¬
ние углов поворота «р, полу¬
чающихся от каждого шва,
может вызвать значительную
деформацию плиты. При выполнении шва сверху вниз дефор¬
мации поворота будут исключены, так как зазор в том конце
шва, к которому движется электрод, не может изменяться из-за
наличия плиты, посредством которой свариваемые ребра между
собой жестко связаны.Таким образом, меняя направление наложения сварного шва,
можно регулировать общие деформации свариваемых элементов.Особенное внимание последовательности наложения швов
должно быть уделено при сварке монтажных стыков, так как
в этом случае приходится осуществлять сварку листов, закре¬
пленных в жестких конструкциях. Некоторые соображения о
сварке монтажных стыков приведены в § 68.67.	Влияние методов выполнения шваЕсли на общие деформации сварных конструкций большое
влияние оказывает последовательность наложения отдельных
швов, то на местные деформации и деформации из плоскости
свариваемых листов существенное влияние оказывает метод
выполнения каждого шва. В то же время технологические при¬
емы сварки отдельных швов в значительной мере определяют
напряженное состояние самих швов и зону распространения
влияния этого напряженного состояния на основной металл.1в Н. О. Окерблом. 2381.	241IIРис. 212. Влияние напрапления веде¬
ния сварки на деформацию ребристой
плиты.
Выше, при рассмотрении влияния на сварочные деформации
и напряжения отдельных конструктивных и технологических
факторов, были установлены некоторые общие положения, ка¬
сающиеся выбора тех или иных приемов сварки. Здесь необхо¬
димо остановиться на вопросах применения этих общих поло¬
жений при разрешении практических вопросов, связанных с вы¬
полнением реальных конструкций.Практика выработала ряд приемов сварки стыковых и угло¬
вых швов, направленных к тому, чтобы получить наименьшие
деформации конструкции при минимальных напряжениях в ней.
Если попытаться назвать те основные причины, которые вызы¬
вают сварочные деформации и напряжения, то их будет три:а) неравномерность распределения тем¬
пературы в свариваемом металле, б) не-
одновременность наложения шва по всей
его длине и в) неодновременность нало¬
жения всего сечения шва по толщине
(при многослойных швах). Поэтому
технологические приемы сварки и ме¬
тоды выполнения сварного шва стре¬
мятся смягчить неравномерность на¬
грева (подогрев до и в процессе свар¬
ки), обеспечить более равномерное вы¬
полнение сварки по всей длине шва
v: возможно полнее ликвидировать вред¬
ное влияние неодновремецности нало¬
жения частей шва по толщине.Наиболее примитивный метод вы¬
полнения шва — это сварка „на проход"
от одного конца шва к другому. В этом
случае имеет место максимальная не¬
одновременность выполнения шва, в
связи с чем и деформации сваривае¬
мых листов получаются наибольшими.
Однако постановка прихваток значи¬
тельно изменяет положение, создавая ограничение перемещениям
свариваемых листов поперек продольной оси шва и изменяя харак¬
тер изгиба листов. Одновременно, ограничивая свободную длину
свариваемых кромок, прихватки сужают ту зону, на которую
распространяются напряжения, вызываемые сваркой. Если за¬
крепления внешних кромок заставляют все силы, связанные
с деформациями шва, направляться через весь лист к закре¬
плению (рис. 213, а), то при наличии прихваток эти силы на¬
правляются к прихваткам, где они уравновешиваются силами,
передаваемыми другим листом. Таким образом, прихватки в из¬
вестной мере разбивают всю длину шва на ряд более мелких
участков, выполняемых хотя и последовательно, но все же от¬
личающихся друг от друга характером напряженного состояния.
Так как прихватки в стыковых швах являются неизбежными по со¬
ображениям сборки, то длинных швов практически не существует.242Рис. 213. Влияние заделки
и прихваток на распростра¬
нение напряжений в свари¬
ваемых элементах.
Тем не менее при значительной фактической длине шва его
выполняют, начиная от середины к концам, что особенно целе¬
сообразно при наличии двух сварщиков, так как при этом нерав¬
номерность выполнения шва по времени несколько уменьшается.С целью еще более равномерного охвата всего шва, <i
иногда и по соображениям последовательности сварки (см.,
например, рис. 208), ее ведут отдельными участками, распре¬
деленными более или менее равномерно по всей длине шва —
сварка участками „в разброс". При этом, из-за кратковремен¬
ности выполнения каждого участка, сварка происходит при
неустановившемся тепловом режиме, подобно тому, как в слу¬
чае выполнения прерывистых швов.Направление сборкиРис. 214. Деформации при прерывистой сварке и сварке участками.Исследования деформаций и напряжений при выполнении
коротких швов, проводящиеся под руководством автора в Ленин¬
градском политехническом институте им. М. И. Калинина
инж. Байковой И. П., показали, что конечная кривизна полосы
при наплавке на кромку коротких валиков не остается постоян¬
ной на протяжении длины валика, а изменяется по кривой,
подобной показанной на рис. 214, а, захватывая и часть по¬
лосы, не занятую валиком. При этом в начале и в конце валика
пластические деформации увеличиваются, но ширина зоны пласти¬
ческих деформаций уменьшается (рис. 214, а). Поэтому, при
прерывистых швах с малыми промежутками между проваренными
участками, искривление полосы происходит почти по всей длине
(рис. 214, б), равно как и пластические деформации распростра¬
нены почти по всей длине кромки (рис. 214, в). При выполнении
участками длинных швов, вместо постоянной кривизны по всей
длине шпа, кривизна меняется по волнообразной кривой, при¬
веденной h;i рис. 214, г, соответственно изменению ширины зоны
пластических деформаций (рис. 214, д). Таким образом, в отно-
*	243
шении общих деформаций сварка длинных швов участками
мало улучшает дело, и в то же время применение этого метода
приводит к тому, что в конце приходится заваривать участки
шва, расположенные между двумя уже выполненными участками;
при стыковых швах это создает трудности, аналогичные труд¬
ностям при сварке трещин. Там, для уменьшения напряжений
и пластических деформаций в шве, производят местный нагрев
участков у концов трещины. При этом концы, а с ними и вся
трещина, раскрываются, и при таком увеличенном зазоре тре¬
щина заваривается. При остывании, одновременно с уменьше¬
нием ширины шва, уменьшается и первоначально расширен¬
ный зазор, так как вместе со швом остывает и основной металлу концов трещины, нагретый перед
сваркой, вследствие чего напряже¬
ния в шве либо вовсе не появля¬
ются, либо оказываются весьма сни¬
женными.Для создания подобных усло¬
вий при сварке стыкового шва
был предложен метод сварки
„обратно ступенчатым швом". Этот
метод заключается в том, что сварка
ведется последовательными участ¬
ками так, чтобы окончание дан¬
ного участка совпадало с началом
предыдущего, а окончание после¬
дующего участка—с началом дан-Рис. 215. Схема сварки обратно- Н0Г0 <Р“С- 215> а). Есля Длина
ступенчатым швом.	участка (или ступени) будет не ве¬лика, то к тому моменту, когда
шов данной ступени, заканчиваясь, подходит к началу преды¬
дущей ступени, темперутура в начале шва предыдущей сту¬
пени будет еще высока и температурный перепад будет не ве¬
лик (рис. 215, б). При длинных ступенях (рис. 215, в) перепад
температуры на границе между двумя ступенями будет больше,
так как начало каждой ступени успеет полностью охладиться
к моменту, когда к нему будет подходить конец следующей
ступени. Таким образом, чтобы избежать больших напряжений
необходимо давать малую длину ступени, которую следует
выдерживать в пределах длины, выполнимой при расплавлении
одного электрода.При выполнении многослойных швов, с целью уменьшения
деформаций из плоскости свариваемых листов, следует отдавать
предпочтение выполнению швов слоями, а не валиками,
по соображениям, указанным в § 43. Для уменьшения неодно-
временности выполнения сварки по толщине следует применять
ступенчатый метод выполнения многослойных швов, схема¬
тически изображенный на рис. 204. При этом достигается наи¬
более равномерная температура на всей толщине шва, что благо¬
приятно и с точки зрения общих деформаций в плоскости241
свариваемых листов, и с точки зрения деформаций из их пло¬
скости.Однако при таком методе сварки многослойных швов не
удается полностью избежать выпучины из плоскости, если не
принимаются специальные меры в виде обратног* выгиба ли¬
стов перед сваркой. В то же время применение обратного вы¬
гиба в тех случаях, когда свариваемые листы не плоские (на¬
пример изогнуты по сфере),—исключается. В таких случаях, в со¬
ответствии с указанным в § 42, при достаточно жестких листах
возникают в швах значительные напряжения и пластические
деформации, а при недостаточно жестких листах добавляются
еще и выпучины. В последнем случае применяется проколачивание
отдельных слоев шва при сварке. Проколачивание следует про¬
изводить либо при высокой температуре — выше 400°, либо при
низкой температуре — ниже 150°, чтобы не попасть в область
синеломкости. Проколачивание пневматическим молотком раз¬
дает металл шва в такой мере, чтобы возвратить шву его перво¬
начальную ширину, сократившуюся при остывании. Тогда
поперечные напряжения могут быть устранены, и отчасти умень¬
шатся продольные напряжения и деформации.Проколачивание производится каждого слоя за исключе¬
нием последнего, который часто выполняют весьма тонким,
главным образом для того, чтобы снять наклеп, созданный
проколачиванием. Эффективность этого метода сварки за¬
висит от выбранного способа проколачивания, который должен
быть согласован с режимом сварки, диаметром электродов, тол¬
щиной слоев и другими условиями процесса сварки. Поэтому
режим проколачивания должен устанавливаться эксперимен¬
тальным путем.При выполнении сварки конструкций из легированных сталей
следует отдавать предпочтение многослойным швам, по сообра¬
жениям, указанным в § 64. Следует отметить, что в этих слу¬
чаях особенно важно иметь детально разработанную технологию
сварки с точным указанием расположения и размеров слоев и
режима сварки для каждого из них.68.	Сварка монтажных стыковКак отмечалось выше, при стыковании на монтаже двух сек¬
ций конструкции условия для выполнения сварки являются
наиболее тяжелыми. Выполнение сварки всего сечения одно¬
временно— совершенно невозможно, а поэтому после наложения
части швов остальные будут накладываться в условиях закре¬
пления обеих свариваемых секций.Так, например, при сварке монтажного стыка двутавровой
балки укорочение первого из свариваемых листов еще может
произойти за счет сближения обеих секций и уменьшения за¬
зора между остальными листами, но при наложении последу¬
ющих швов такого сближения свариваемых секций произойти245
уже не может, так как они оказываются распертыми первым
листом. Поэтому, если при выполнении сварки не принимаются
специальные меры борьбы с деформациями и напряжениями,
необходимо первыми заваривать стыковые швы тех элементов
сечения, которые дают наибольшую усадку (наиболее толстые
швы), с тем, чтобы напряжения, вызванные сваркой последних
стыковых швов в закрепленном положении, были наименьшими.
Для предотвращения появления в конструкции напряжений
лучше применить выгиб свариваемых листов. Например, если
первым сварить стык стенки (рис. 216), то при сварке стыка
поясов последние необходимо выгнуть, как было указано в § 63.
Для возможности осуществления выгиба необходимо, чтобыпоясные швы были
недоварены на неко¬
торую длину. После
выполнения сварки
всех стыков долж¬
ны быть заварены
оставшиеся недова¬
ренными участки
поясных швов. При
этом, чтобы неоди¬
наковое укорочение
стенки и поясов
(вследствие различ¬
ного их сечения) не
вызвало напряже¬
ний встыковых швах,
целесообразно свар¬
ку поясных швов
начинать от стыков
(рис. 216), учитывая,
что создание несколько неблагоприятных условий в местах
сопряжений углового монтажного шва с заводским менее опасно,
нежели создания напряжений в стыковых швах балки.В тех случаях, когда применение предварительного обратного
выгиба по тем или иным причинам невозможно (например, при
Х-образном стыковом шве толстых листов), следует применить
распирание стыкуемых листов с тем, чтобы за счет упругих де¬
формаций сжатия увеличить зазор в стыке. При этом стягиваю¬
щие в процессе сварки усилия не будут передаваться через
всю конструкцию к закреплениям, а будут восприняты распор¬
ными домкратами; после полного остывания шва оставшиеся
в нем упругие деформации растяжения будут сняты по освобо¬
ждении от домкратов за счет упругих деформаций сжатия
в остальной части конструкции.В сложных случаях, помимо применения специальных при¬
емов, целесообразно выполнять сварку швов с проколачиванием.Последовательность наложения отдельных швов должна
быть согласована как с применяемыми методами свэрки2Рис. 216. Сварка моптажного стыка двутавровой
балки.246
и приемами борьбы с короблением и напряжениями, так и с ха¬
рактером распределения напряжений от полезной нагрузки
в сечении по стыку. Учитывая, что последние стыковые швы
обычно выполняются в наиболее тяжелых условиях, следует
последними выполнять швы (или участки швов), расположенные
в тех частях стыкуемого сечения, которые наименее напряжены
от полезной нагрузки. От этого правила можно отклоняться,
если выполнение последнего замыкающего шва предположено
с применением специальных мер (например, выгиба), обеспечи¬
вающих отсутствие в нем опасных напряжений.Недостаточное внимание последовательности сварки мон¬
тажных стыков явилось одной из причин появления трещин
в палубе судов типа .Либерти". Игнорирование специальных
мероприятий по борьбе с деформациями и напряжениями (и
в частности отсутствие применения предварительных выгибов)
привело к тому, что в районе
монтажного стыка листы палубы
получили весьма большие впа¬
дины (рис. 217). Последние
исключили значительную часть
настила палубы из участия
в работе основного расчетного
сечения корабля, вызвав пере¬
напряжения в тех частях настила
палубы, которые оказались неде-
формированными из-за поддер¬
живающих их продольных балок.Кроме того, отсутствие четких
указаний о последовательности
наложения швов у люка могло привести к такой последователь¬
ности, при которой и так весьма перенапряженный участок
(вследствие отсутствия округления углов люка) мог оказаться
еще дополнительно ослабленным за счет возникновения в на¬
стиле пластических деформаций в процессе сварки и частичного
уменьшения деформационной способности металла настила.
В итоге всех указанных упущений на большом числе судов
типа „Либерти*1 появились трещины аварийного характера
именно в районе указанного монтажного стыка.Не останавливаясь на подробностях, следует лишь отметить,
что без надлежащего продумывания последовательности нало¬
жения сварных швов не могут быть выбраны рациональные
конструктивные формы и не может быть обеспечена надлежа¬
щая прочность и работоспособность сооружения. Выбор же по¬
следовательности сварки должен базироваться ну ясном пред¬
ставлении всех явлений, протекающих в процессе сварки.Рис. 217. Схема расположения мон¬
тажного стыка на судах типа Ли-
верти.
ЛИТЕРАТУРА И ИСТОЧНИКИ1.	Окерблом Н. О., Проектирование сварных конструкций, КУВУЧ,
1934; ОНТИ, 1938.2.	Его же, „Термические и усадочные напряжения в сварных металло¬
конструкциях', Сборник: .Теория и практика спарочиого дела*, 1935.3.	Его же, .Деформации и напряжения, вызываемые сваркой, н метод их
теоретического определения', Вестник инженеров и техников № 11, 1940.4.	Его же, .Деформации и напряжения, возникающие в процессе сварки".
Диссертация М13ТУ им. Бауман.!, 1943.5.	Его же, „Основы теории сварочных деформаций и напряжений’,
В.-М. Академия, 1916.6.	Ergebnisse, der Physikalisch-Teclinlschen Reichsanstalt, Z.V.D.I.
№ 46, 1902.7.	Рыкал и н Н. Н., .Распределение температуры в элементах конструк¬
ций при сварке*, Автогенное дело .V» о и 7, 1938.8.	Его же, .Пространственное распределение температуры при дуговой
сварке11, изд. АН СССР, 1941.9.	Его же, „Теория распространения тепла при дуговой электросварке*.
Известия АН СССР, Отделение технических наук, № 1, 1947.10.	Rosenthal, D. and Schmerber, R.. .Thermal Study of Arc Welding*,. V»;elding Joutnal № 4, 1938.11.	Николаев Г. А., .Деформации в элементах конструкции*, Сборник:
.Деформации при сварке конструкций*, изд. АН СССР, 1943.12.	Вологдин В. П., .Деформации и напряжения прн сварке судовых
конструкций*. Оборонгиз, 1945.13.	Хренов К. К. и Ярхов В. И.; .Технология дуговой электросварки*,
ОНТИ, 1940.14.	Патон, Г орбунов и Берштейн, .Влияние усадочные напряжений
на прочность сварных конструкций*, Автогенное дело tb 7, 1937.15.	В ollenraht. Т., „Eigenspannungen in Schwei?niihten“. Stahl und Eisen
Ms 34. 1934.16.	Buhler H., „Beitrag zur Frage der Schweiflspannungen*, Gcschwelsste
Trager № 3, 1935.17.	Btihler H. und Lohmann, Beitrag zur Frage der ShcwelOspannungi.il"
ElektroschwciGung j\a 8, 9. 11, 12, 1934.18.	Стручков А. Ф., .Исследование влияния скорости, режима и метода
сварки на величину внутренних напряжений и короблений*, НИИ Судострое¬
ния, 1938.19.	Rosenthal, 1). and Z а b г s. I., .Temperature Distribution and Schrlnkage
Stress in Arc Welding*, Welding Journal № 9, 1940.20.	Окерблом H. О., .Влияние режима сварки на величину вызываемых,
ею деформаций и напряжений*. Автогенное дело № 4, 1944.21.	Шеверницкий В. В. и Мамонов Р. А., „Деформации при наплавке
валиков на кромку полосы*, Сборник, посвященный Патону Е. О., АН УССР,
1946.22.	Окерблом Н. О., „Выбор режима сварки, обеспечивающего наимень¬
шие деформации и напряжения*. Вестник машиностроения Л« 12, 1944.23.	М е 1 с h е г. К., .Das Werfen geschweifiter Stabe*, Maschlnenbau. Dcr Betrieb,
Bd 12, H. 2, 1933.248
24.	Ge r old und Drozd, .Lflngenenderungen beltn Schweiisen und beim
AusglQhen von geschweissten Bauteilen*, Elektroschelssung M 9, 1940.25.	Thu in und F. г к e r., .Reversed bend fatigue strength of fillet and butt
welds*, Welding Journal № 11, 193826.	Blerett G., ,Zur Festlgkeitsfrage bei der Schweissung fester Baustahle*,
Elektroschweissung № 7, 1938.27.	Окерблом H. О., .Деформации при сварке bcti>ik полос равной
ширины*, Автогенное дело № 11/12, 1945.28.	Его же, .Деформации и напряжения при сварке встык двух полос раз¬
ной ширины*, Автогенное дело № 2, 1946.29.	Николаев Г. Д., .Исследования внутренних напряжений при сварке
пластин встык“, Сборник трудов ЦНИТМАШ .Новые режимы сварки и проч¬
ность сварных соединений*, 1937.30.	3 е м з и и В. П., „Материалы для нормативов коробления и усадки
элементов сварпых конструкций*, ЛПИ, 1941.31.	Ф р и дл е н д е р П. А., .Исследования распределения н величины уса¬
дочных панряжений при сварке встык*, Автогенное дело № 7, 1933.32.	W б г t m a n n und М о h г., .Warmespannungen bel Schwelssen und ihr
Einfluss auf die Sicherkelt ausgefiihrten Konslruktionen", Schweiz. Bauzcltung 100,
1932.33.	Пухов Г. А., .Деформация из плоскости свариваемых элемептов для
стыкового и углового соединений*, Диссертация ЛПИ, 1946.34.	Eskilson S. A., .Shrinkage stresses in Welds*. Welding Journal № 6,
1936.35.	Gayle у and W-i Ills., .Factors affecting residual stresses In Welds*,
Welding Journal .4» 8, 1940.36.	Jurczyk K-, .Das clektrische Lichtbogsnschweisscn dicker Bleche*.
Elektroschweissung, 1940.37.	Steffens & Nolle, Mittellungen.33.	Graf O., „Uber die Beder.turig tier Spannungen die durch das Schwelssen
cntstehen*. Stahlbau. 1933.39.	Тимошенко С. I’.. „Теория упругости", ОНТИ, 1934.40.	Гликман и Греков., „Оиаточные напряжения в сварных таврах*.
ОНТИ, 1934.41.	Окерблом М. О. и Матус М М., „Исследование напряженного
состояния илавпиковых труб и методов приварки плавников*, НИС ЛПИ,1940.42.	Biihler und Scheil., Archlv fur EiscnhOttenwesen, H. 8, 1932—1933.43.	Одинг И. А, .Усталость металлов и задач4 машиностроения*, 1941.44.	Doan О. Е. Stout R. D., Frye J. Н., Welding Journal № 7, 8, 9, 1943.45.	Doan G. E. и др. Welding Journal, 1S#41.46.	Hess W. F., M e r i 11 L. L., N 1 p p e s E. F., В u n k A. P., Welding
Journal № 9, 1943.47.	To же. Welding Journal. 1944.48.	Кузмлк E. М.. „Свариваемость сгали*, Автогенное дело № 8,9 1946.49.	бзолин В. Ю., .Исследование техн'логических методов сварки
г'убокозакалмвающчхея сталей больших толщин*, Диссертация ЛПИ, 1947.
ОГЛАВЛЕНИЕПредисловие	Глава I. Общие данные	1. Деформации и напряжения, возникающие в результате сварки .!2. Основные предпосылки для определения сварочных деформаций
и напряжений 	3.	Деформации при равномерном нагреве стержня до 503° . . ■4.	Деформации при нагреве до температуры, превышающей 600° .5.	Деформации и напряжения частично закрепленного стержня .6.	Характер распределения температуры в свариваемых элементах .7.	Определение температуры нагрева при сварке	Глава II. Метод теоретического определения сварочных деформа¬
ций и напряжений 	8.	Определение деформаций и напряжений в неравномерно нагре¬
той полосе 	9.	Определение деформаций и напряжений и процессе остывания
неравномерно нагретой полосы 			10.	Методика вычисления действительных деформаций при неравно¬
мерном распределении температуры	11.	Определение деформаций и напряжений в некоторых особых
случаях 	 	12.	Схема определения деформаций и напряжений, вызванных
структурными превращениями	Глава Ш. Деформации и напряжения при наплавке валика на
кромку полосы . . . . • 	- 13. Определение деформаций и напряжений	14.	Кризизпа полосы при наплзвке вал!ьа на кромку 		15.	Прогибы полосы в процессе наплавки и остывания ...16.	Изменение напряжений в процессе наплавки и остыванияПОЛОСЫ ••••••'•• ******«'*••••••••17.	Влияние ширины полосы на сварочные деформации и напря¬
жения 		18.	Влияние длины и толщины полосу		 .. ' < >Глава IV. Влияние режима и условий сварки на сварочные дефор¬
мации и напряжения . . 	19.	Характер деформаций при различных режимах наплавки
валика на кромку полосы 	20.	Влияние силы тока и скорости сварки на конечную кривизну
полосы 			21.	Влияние режима сварки на характер и величину остаточ¬
ных напряжений 	22.	Деформации и панряжения при заданном ссчешш наплавля¬
емою валика 	Стр.3558915202328333336394246494953555963656868727578
М. Выбор рационального режима сварки . . ■		N124.	Влияние закреплений полосы на деформации и ншфижепин,вызываемые наплавкой валика различными режимами ....	822Г>. Влияние подогрева и охлаждения		ь7Глава V. Влияние начальных напряжений и последующей механи¬
ческой н термической обработки на сварочные деформа¬
ции и напряжения		9126.	Общая схема учета начальных напряжений	9127.	Влияние первого слоя на деформации от последующих слоев .	9228.	Влияние первого валика на деформации от последующих ...	9829.	Влияние газовой резки на деформации от сварки		10430.	Влияние последующей механической обработки на сварочные
деформации и напряжения	10631.	Влияние термической обработки на сварочные деформации . .	ШГлава VI. Деформации и напряжения при сварке встык	1143?. Общая схема развития деформаций и напряжений при сваркевстык	11433.	Деформации изгиба свариваемых полос 	11634.	Деформации, вызываемые изменением ширины стыкового швапри остывании	^	И935.	Суммарные деформации при сварке встык полос равной
ширины ....*..	12236.	Влияние прихваток	12637.	Деформации при сварке встык полос разной ширины ....	129
.38. Зависимость деформаций от соотношения ширины сваривае¬
мых полос . . . 	13239.	Характер напряжений, возникающих при сварке встык ....	13640.	Влияние закреплений свариваемых листов	110Глава VII. Деформации из плоскости свариваемых листов пристыковых и угловых швах	14341.	Деформации при однослойных стыковых швах	14342.	Влияние закреплений на угловые деформации и напряженияв однослойных стыковых швах		14643.	Деформации и напряжения при многослойных швах	1444.	Деформации при угловых швах	i.Vi45.	Деформации при сварке тонких листов	160Г лапа VIII. Напланка валика на поверхность	16346.	Деформации и напряжения при наплавке валика иа плоскость .	16317.	Наплавка коротких валиков на часть длины пластины ....	16748.	Плоское напряженное состояние при наплавке валика на пло¬
скость 	171Глава IX. Деформации и напряжения, возникающие при сваркетавровых сечений и других сварных соединений ....	17749.	Деформации и напряжения при сварке тавровых сечений . . .	17750.	Влияние размеров тавров иа деформации стенки	17051.	Характер деформаций поясов тавровых сечений	18252.	Деформации при сварке соединений внахлестку и др	184Глава X. Деформации и напряжения, вызываемые структурнымипревращениями при сварке легированных сталей ....	18853.	Схема структурных превращений	18854.	Влияние структурных превращений на деформации и напряже¬
ния при сварке	1955.	Условия образования трещин при сварке вследствие структур¬
ных превращений	193251
Г лава XI. Влияние сварочных деформаций и напряжений на проч¬
ность сварных конструкций	19656.	Влияние сварочиых деформаций на работу свариы конструк¬
ций 				19657.	Суммирование сварочных напряжений с напряжениям от полез-. ной нагрузки	199<С58. Значение сварочных напряжений для прочности сварных кон¬
струкций 	20559.	Значение структурных напряжений	207Глава XII. Меры борьбы со сварочными деформациями и напря¬
жениями 			20960.	Применяемые методы предотвращения или ликвидации сва¬
рочных деформаций и напряжений	23061.	Упругий обратный выгиб . . 		21262.	Пластический обратный выгиб		21863.	Меры борьбы с деформациями, выходящими из плоскости
свариваемых листов	22464.	Меры борьбы с деформациями и напряжениями, вызываемыми
структурными превращениями	229J' л а в а XIII. Деформации и напряжения при сварке конструкций •	23365.	Деформации при сварке двутавровых балок	23366.	Влияние последовательности наложения швов	23667.	Влияние методов выполнения шва	24168.	Сварка монтажных стыков		245Литература и источники	-248Технический редактор Р. Г. Польская	Корректор М. П. БушеваПодписано к леч. 18/V 1948 г.	М 11950	Тираж 3000 виз.Печ. листов 15 ”/,	Уч.-изд. листов 17,86	Заказ J* 23811-я типография Машгиза, Ленинград, ул. Мовсееако, 10
ЗАМЕЧЕННЫЕ ОПЕЧАТКИСтра¬ницач Строка\V/ 453-я сверхуV456-я сиизу•Л 091-я>/1101-я сверху4/1222-я .V142ф-ла (15)У 1638-я снизу/1741-я ,1/4118-я сверхун. о.Окерблом, ЗяНапечатаноДолжно бытьНо чьей
ннмеК(3)оставшейсяотрезаемойFЕ_IЬIЧ== 2/1Напечатано
1мп(в)правойлевойЕВЪ'ъа" 11Уз ''■ F1\ + 2 £'(2Уз -Л-Л)Должно бытьFy, = фу.+ YaA2y*-y2-y']Корр.Авт.Корр.Авт.аКорр.Авт.