Отпуск сварных конструкций для снижения напряжений - Винокуров В.А.

Автор: Винокуров В.А.

Теги: технология обработки без снятия стружки в целом: процессы, инструмент, оборудование и приспособления сварка напряжение сварные конструкции издательство машиностроение проектрование

Год: 1972

Похожие

Проектирование сварных конструкций в машиностроении

Усталость сварных конструкций

Сварочные деформации напряжения

Расчет сварных соединений и конструкций. Примеры и задачи

Текст

В. А. ВИНОКУРОВ
ОТПУСК
СВАРНЫХ
КОНСТРУКЦИЙ
ДЛЯ СНИЖЕНИЯ
НАПРЯЖЕНИЙ
В. А. ВИНОКУРОВ
ОТПУСК
СВАРНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
ДЛЯ СНИЖЕНИЯ НАПРЯЖЕНИЙ
Москва
«МАШИНО С,ТРОЕНИ Е»
1973
В.49
УДК 621.791.052 : 621.785.72 : 539.319
Винокуров В. А. Отпуск сварных конструкций
для снижения напряжений. М. «Машиностроние»,
1973. 213 с.
В книге рассмотрены закономерности релаксации ос-
таточных напряжений в сварных соединениях при от-
пуске. Описаны методы и установки, предназначенные
для исследования процесса снижения напряжений во
время отпуска. Изучено влияние факторов, определяю-
щих простую релаксацию напряжений при переменной
и постоянной температуре. Изложен метод расчета ре-
лаксации многоосных остаточных напряжений и приве-
дены формулы для различных полей начальных напря-
жений и форм тел. Сопоставлены экспериментальные и
расчетные остаточные напряжения в сварных соедине-
ниях после отпуска. Рассмотрены основные случаи вли-
яния процесса сварки, остаточных напряжений и отпус-
ка на качество и свойства сварных конструкций. Даны
рекомендации по рациональному назначению режимов
отпуска.
Книга предназначена для инженерно-технических ра-
ботников, занимающихся проектированием и изготовле-
нием сварных конструкций. Ил. 95, табл. 25, список
лит. 181 назв.
В 3126-093 93_73
038(01)—73
© Издательство „Машиностроение", 1973 г.
УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
х, у, z — прямоугольные координаты;
г; 6 — полярные координаты;
tfx, сГу, az — компоненты нормального напряжения, параллельные
осям х, у, z;
Or, Oq — компоненты радиального и тангенциального нормаль-
ного напряжения в полярных координатах;
<7^ — окружное нормальное напряжение в тонкостенной
трубе;
Oi, о2, Оз —главные нормальные напряжения;
Оср —среднее нормальное напряжение;
Of — интенсивность нормальных напряжений;
Оо — начальное напряжение;
ок — конечное напряжение;
Оост — остаточное напряжение;
От —напряжение при температуре Г;
о< — напряжение в процессе выдержки при отпуске;
OfK — напряжение в конце стадии выдержки;
Од —действительное напряжение;
Tj/z, Tzx —компоненты касательного'напряжения в прямоуголь-
ных координатах;
тг2 —касательное напряжение в тонкостенной трубе;
Токт —октаэдрическое касательное напряжение;
То — начальное напряжение;
тк — конечное напряжение;
% — отношение интенсивностей нормальных напряжений
или октаэдрических касательных напряжений;
х — отношение средних нормальных напряжений;
гТу е0—радиальная и тангенциальная относительные дефор-
мации в полярных координатах;
е? — окружная относительная деформация в тонкостенной
трубе;
8г, Ез — главные относительные деформации;
8-ср —средняя относительная деформация;
Уокт — октаэдрическая угловая деформация;
ед — действительная деформация;
еп — полная деформация;
Епл —пластическая составляющая деформации;
$упр —упругая составляющая деформации;
X, Y, Z, R — составляющие объемной силы, отнесенной к единице
объема;
X, Y, Z, R -- составляющие поверхностной силы, отнесенной к
единице площади;
q — поверхностная нагрузка;
Рус —фиктивная усадочная сила;
3
Е —модуль упругости при растяжении и сжатии;
G — модуль упругости при сдвиге;
К — объемный модуль упругости;
ц — коэффициент Пуассона;
ос — коэффициент линейного расширения;
в? и (То,2 — пределы текучести;
д — толщина металла;
t — время;
/наг — продолжительность нагрева;
/выр —продолжительность выравнивания температуры;
^выд —продолжительность выдержки при постоянной темпе-
ратуре;
/охл —продолжительность охлаждения;
/о — постоянная, равная 10 мин;
Т —температура;
Т'отп —температура отпуска;
Гвл —температура внутренних точек тела;
7пов —температура поверхностных точек тела;
Т'комп —комнатная температура.
ВВЕДЕНИЕ
Процесс сварки оказывает сложное воздействие на
металл конструкции. В результате перекристаллизации
металла при нагреве и последующего быстрого охлаж-
дения образуются структуры закалки. Из-за неравно-
мерного нагрева и остывания возникают пластические
деформации, протекающие во всем* интервале темпера-
тур от Ткоми до 7ПЛ. Происходит наклеп металла, а в со-
четании с температурой 200—250° С — его старение.
Следствием указанных процессов являются увеличение
твердости, снижение вязкости и пластичности металла.
Образуются значительные остаточные напряжения,
обычно достигающие предела текучести.
При сварке массивных деталей и последующем их
остывании появляются высокие трехосные остаточные
напряжения. Аналогичные явления возникают при тер-
мической обработке крупных поковок и отливок, а так-
же монолитных сварных заготовок. Необходимость сни-
жения высоких остаточных напряжений заставляет
применять отпуск конструкций — практически единст-
венный способ уменьшения внутренних напряжений в
массивных деталях.
Термическая обработка сварных конструкций после
сварки, заключающаяся в их нагреве до температур не
выше температуры, соответствующей точке и вы-
держке, получила название отпуска сварных конструк-
ций.Согласно терминологии, принятой в металловедении,
указанная термическая обработка может рассматривать-
ся как отпуск, если речь идет о воздействии на закален-
ные участки металла, или как отжиг первого рода, если
имеются в виду приведение металла в более равновес-
ное состояние после пластической деформации (накле-
па) или снятие собственных напряжений. Раздельное
проведение отпуска структур закалки, с одной стороны,,
и рекристаллизационного отжига и отжига для снятия
напряжений, с другой стороны, в сварных конструкциях
5
затруднительно, да и не вызывается какой-либо необхо-
димостью. Поэтому в дальнейшем под изменением
свойств металла при отпуске будут подразумеваться как
процессы отпуска структур закалки, так и изменения в
холоднодеформированном металле. В зависимости от
температуры отпуск может быть низким (до 300° С),
средним (300—400° С) и высоким (400—650° С и выше).
Изменение свойств закаленной углеродистой стали при
отпуске зависит от температуры отпуска и выдержки.
При низком отпуске твердость почти не снижается, но
хрупкость уменьшается. После закалки и высокого от-
пуска сталь приобретает высокую вязкость и пластич-
ность при значительной прочности. Полнота протекания
процессов изменения свойств закаленного металла пос-
ле отпуска зависит от его продолжительности. Началь-
ный период характеризуется наибольшим изменением
свойств. А. П. Гуляев обобщил рекомендации по опре-
делению свойств закаленной углеродистой стали после
отпуска [47]. Одинаковым значениям твердости (незави-
симо от того, как получена твердость, за счет длительной
выдержки или за счет температуры отпуска) соответст-
вуют вполне определенные значения ов, от> б, ф, ап.
Существенное влияние оказывает отпуск на свойства
сталей, прошедших холодное деформирование или де-
формационное старение. В углеродистых свариваемых
сталях пластичность может быть повышена отпуском до
исходного уровня, соответствующего состоянию горяче-
катаного металла.
В некоторых марках легированной стали при отпуске
на определенные температуры снижается ударная вяз-
кость. Необратимая отпускная хрупкость появляется
при температуре отпуска около 300° С. Обратимая хруп-
кость возникает при медленном охлаждении с темпера-
тур 500—650° С. Повторным нагревом до указанных тем-
ператур и быстрым охлаждением хрупкость можно
устранить. Обратимой хрупкости подвержены хромони-
келевые и хромомарганцевые стали. В углеродистых
сталях отпускная хрупкость отчетливо не проявляется.
Если в исследовании процессов изменения свойств
металлов при отпуске достигнуты значительные успехи,
то этого нельзя сказать в отношении изучения релакса-
ции напряжений. Исследовательские работы по сниже-
нию напряжений при отпуске сварных конструкций яв-
ляются главным образом экспериментальными и не от-
6
вечают на вопрос, как зависит снижение напряжений от
начального поля напряжений и формы детали. Конкрет-
ные результаты, полученные на отдельных объектах, не
позволяют установить какую-либо закономерность, на
основа которой можно было бы назначать необходимую
продолжительность отпуска в разнообразных случаях.
Практика назначения режимов отпуска, которая была
основана на исследованиях в области металловедения,
на опыте и традициях заводов, была перенесена на свар-
ные конструкции.
Высокий отпуск является эффективным средством
снижения остаточных напряжений во всех точках свар-
ной конструкции, что выгодно отличает его от других
методов снижения напряжений, при которых изменение
напряжений имеет неравномерный характер и сопровож-
дается дополнительной пластической деформацией ме-
талла. Имеются многочисленные результаты испытаний
по ползучести металлов при температурах, соответст-
вующих температурам отпуска. Однако эти испытания
проводились* в условиях постоянной температуры в те-
чение сотен и тысяч часов. Начальный участок неустано-
вившейся ползучести обычно не регистрировался, поэто-
му этими результатами воспользоваться, как правило,
невозможно. Кроме того, при отпуске снижение напря-
жений происходит в значительной мере на стадии на-
грева, т. е. процесс релаксации напряжений осущест-
вляется не при постоянной, а при переменной темпера-
туре.
Отпуск можно- разделить на несколько стадий
(рис. 1): нагрев /, выравнивание температуры как по
длине, так и по сечению детали II, выдержка III и ос-
тывание IV. Каждая из стадий отпуска имеет свои осо-
бенности. Отметим главные из них.
В процессе нагрева в массивных деталях возникает
разность температур по сечению: в глубине металла
температура Твн ниже, чем на поверхности Тпов. Раз-
ность температур зависит от скорости и условий нагре-
ва. Вопросам нагрева деталей и выравнивания темпера-
тур в них посвящена многочисленная специальная ли-
тература [130]. В гл. V приведены некоторые сведения,
необходимые для обоснованного определения времени
выравнивания температур.
Продолжительность выдержки должна назначаться в
зависимости от необходимой полноты протекания тех
7
или иных физических процессов, одним из которых яв-
ляется снижение напряжений, которому в основном и
посвящена данная монография.
Стадия охлаждения характеризуется скоростью из-
менения температуры, которая влияет на свойства ме-
талла и на образование дополнительных остаточных на-
пряжений. Они образуются при больших скоростях
Рис. 1. Основные стадии отпуска:
Лтсчи~темпеРатЯ>а в печи; Гпов—температура по-
верхности детали; ТП11—температура внутри детали
охлаждения массивных деталей, когда возникает раз-
ность температур между поверхностными и глубинными
слоями, что, в свою очередь, приводит к образованию
временных напряжений. Если временные напряжения
оказываются настолько значительными, что протекает
пластическая деформация, то после полного остывания
конструкции в ней появятся дополнительные остаточные
напряжения. Поэтому скорость охлаждения крупных де-
талей ограничивают, хотя это в некоторых случаях от-
рицательно сказывается на свойствах металла.
Высокий отпуск иногда используют как метод уст-
ранения перемещений, возникающих в конструкциях
после сварки. Создавая упругие и пластические дефор-
мации, изделию после сварки придают форму, закреп-
ляя его в жестком приспособлении, а затем подвергают
отпуску вместе с приспособлением. Благодаря процес-
сам ползучести упругие деформации превращаются в
пластические. После отпуска изделие сохраняет ту фор-
му, которую оно имело, будучи закрепленным в приспо-
соблении.
Краткий обзор особенностей отпуска и происшедших
в металле процессов показывает, что главными из них
8
являются: а) изменение свойств металла и б) снижение
остаточных напряжений. В некоторых случаях основная
роль отводится изменению свойств металла, но часто в
качестве решающего фактора выступает уровень оста-
точных напряжений. Очевидно, что в каждом конкрет-
ном случае режимы отпуска должны назначаться в за-
висимости от полноты протекания основного процесса
или обоих процессов сразу.
Цель настоящей книги — изложить закономерности
релаксации собственных напряжений при отпуске на ос-
нове расчетного метода определения релаксации напря-
жений, базирующегося на положениях теории упругости,
пластичности и ползучести. Результаты исследований
позволяют рекомендовать рациональные режимы отпус-
ка, указывают пути сокращения его продолжительности,
а также помогают в ряде случаев обоснованно вообще
отказаться от его проведения. Полученные данные по
релаксации остаточных напряжений справедливы не
только для сварных конструкций, но и для деталей, под-
вергающихся отпуску для снятия напряжений после за-
калки или нормализации. Изменение свойств металла
при отпуске подробно не рассмотрено, так как этот во-
прос достаточно освещен в специальной литературе [47].
Книга написана главным образом по материалам
исследований автора, в ней приведены также ссылки на
многие работы. других исследователей. Значительная
часть экспериментальных данных получена совместно с
канд. техн, наук В. В. Николаевым на кафедре сварки
МВТУ им. Баумана. Некоторые исследования на натур-
ных деталях выполнены на Новокраматорском маши-
ностроительном заводе им. Ленина.
ГЛАВА I
ВЛИЯНИЕ ПРОЦЕССА СВАРКИ
И ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ
НА КАЧЕСТВО СВАРНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Влияние процесса сварки на качество сварных кон-
струкций многообразно. Оно выражается в изменении
свойств металла в зоне термического влияния, в возник-
новении пластических и упругих деформаций, которые
вызывают остаточные напряжения и изменяют размеры
конструкций, в появлении специфических для сварных
соединений форм концентраторов напряжений. Не сле-
дует переоценивать отрицательное влияние указанных
факторов, так как в большинстве случаев оно не явля-
ется решающим. Лишь при определенных условиях соче-
тание отрицательных факторов может оказаться сущест-
венным для качества сварной конструкции. В настоящей
главе рассмотрены лишь те примеры, когда применение
отпуска может явиться технологическим средством по-
вышения качества сварных конструкций.
ВЛИЯНИЕ НА ТОЧНОСТЬ И СТАБИЛЬНОСТЬ РАЗМЕРОВ
Большую группу составляют сварные детали точных
приборов, детали станков, машин и механизмов, значи-
тельно реже — элементы строительных конструкций,
отпуск которых необходим исключительно для обеспече-
ния точности их размеров как в процессе механической
обработки, так и в процессе их последующей эксплуа-
тации. Сохранение размеров станков и приспособлений,
на которых производится обработка или сборка деталей,
необходимо для обеспечения точности обрабатываемых
деталей. В движущихся частях машин и механизмов от-
клонение от размеров приводит к изменению зазоров,
возрастанию сил трения, повышенному шуму, заеданию
в трущихся парах или даже к полной потере основных
служебных характеристик машины. Во вращающихся с
10
большими скоростями деталях появление дисбаланса
приводит к ускоренному износу или разрушению дета-
лей.
На точность и стабильность размеров сварных дета-
лей могут влиять различные причины.
1. При механической обработке. В процессе механи-
ческой обработки деталей с остаточными напряжения-
ми точные размеры могут быть не получены из-за дефор-
маций деталей непосредственно во время обработки
вследствие недостаточной их жесткости, после освобож-
дения детали от закреплений или из-за различных ме-
ханических свойств металла в отдельных зонах сварных
соединений.
а) Во время съема металла в процессе обработки
деталей, имеющих остаточные напряжения, происходит
их перераспределение вследствие нарушения равновесия
внутренних сил ![26]. Величина возникающих при этом
деформаций зависит от объема снимаемого металла, ве-
личины остаточных напряжений в металле, который под-
лежит удалению, размеров и жесткости обрабатываемой
детали, характера ее крепления в станке, жесткости са-
мого станка в зоне закрепления детали. Расчетное опре-
деление возникающих при обработке деформаций за-
труднительно и в большинстве случаев интереса не пред-
ставляет. Однако в некоторых случаях, если решается
вопрос о назначении отпуска, который необходим только
для сохранения размеров при механической обработке,
может потребоваться расчетное определение деформа-
ций. На основании результатов расчета и сравнения воз-
никающих деформаций с допуском на точность можно
принять обоснованное решение — необходим ли действи-
тельно отпуск.
Размеры многих жестких сварных деталей после ме-
ханической обработки имеют незначительные отклоне-
ния от установленного допуска. Наоборот, нежесткие
протяженные сварные детали с большим количеством
наплавленного металла могут существенно изменить
свои размеры в процессе механической обработки. На
рис. 2, а показан пример, когда прямолинейность оси
внутреннего отверстия, обработанного ранее, может быть
утеряна после обточки вала снаружи. Вследствие того,
что распределение остаточных напряжений в соединении
с V-образной разделкой несимметрично, при обточке
возникает изгиб вала (см. также пример на рис. 74).
11
Наружная поверхность при этом может иметь правиль-
ную цилиндрическую форму, если ее обработать за не-
сколько проходов, но внутренняя поверхность будет ис-
кажаться.
При обработке тонкостенных сварных обечаек (рис.
2, б) ранее расточенная внутренняя поверхность приоб-
ретает бочкообразность вследствие съема напряженного
Рис. 2. Примеры деформирования деталей при
механической обработке
металла в зоне кольцевого сварного соединения. Необхо-
димую точность можно получить, применяя черновую и
чистовую обработку за несколько проходов, но деталь
при этом должна иметь возможность свободно деформи-
роваться при снятии напряженного металла. Если в про-
цессе обработки свободное деформирование детали
затруднено, ее необходимо освобождать и вновь за-
креплять перед последующими проходами, давая ей
возможность принять форму в соответствии с НОВЫМ
распределением собственных напряжений. При обработ-
ке достаточно жестких деталей возникающие деформа-
ции могут оказаться незначительными [3, 16].
б) При обработке закрепленных нежестких деталей
деформирование их в процессе обработки может не воз-
никать (рис. 2, в. г) по причине большой жесткости
стола. Например, сварной шпангоут (рис. 2, в) при об-
точке не деформируется, так как закреплен по перимет-
ру. После обточки и освобождения от закреплений
шпангоут теряет круглую форму. На рис. 2, г показан
12
жёстко закрепленный на столе сварной элемент балоч-
ного типа, который обрабатывается по поверхности, имею-
щей остаточные напряжения. При освобождении от за-
креплений касательные силы Т, которые возникли при
обработке и вызвали появление дополнительных реакций
в закреплениях, создадут изгиб балки и искривление
обработанной поверхности.
в) Сварка сталей сопровождается нагревом примы-
кающих к шву зон выше точки Ас^. При охлаждении
шов и околошовные зоны в зависимости от скорости ох-
лаждения и химического состава стали проходят терми-
ческую обработку, близкую по характеру к закалке или
нормализации. Металл в этих участках может иметь по-
вышенную твердость и прочность. Наоборот в зонах, где
нагрев при сварке достигал температур порядка 500—
700° С, твердость металла может понизиться по сравне-
нию с исходной величиной. В процессе обработки, на-
пример при точении или строгании, резец в зонах закал-
ки отжимается с большей, а в мягких зонах с меньшей
силой, что приводит к волнистости поверхности и коле-
банию размеров по длине детали. Отпуск способствует
выравниванию твердости.
2. С течением времени. Возможно изменение разме-
ров с течением времени вследствие релаксации напря-
жений или распада неустойчивых структур [108].
а) Остаточные напряжения после сварки часто близ-
ки к пределу текучести металла. В естественных усло-
виях при комнатных температурах ползучесть обычно
незначительна и возникает в основном только в неболь-
ших по размерам зонах, где (ГОсТ~Пт-
Измерения остаточных напряжений иа протяжении
коротких периодов времени [5, 52, 50] и многих лет [27]
существенного изменения их не показали. В процессе
изучения релаксации напряжений при комнатной темпе-
ратуре в сталях с различным содержанием углерода
(0,025 и 0,39% С) установлено, что начальные напряже-
ния величиной 10—20 кгс/мм2 через несколько десятков
тысяч часов снизились на 1,5—2,5% от начального уров-
ня [30]. По данным К. Д. Басиева, в стали СтЗ произо-
шла релаксация напряжений, равных сут = 2400 кгс/мм2,
на 2,5% в течение 2 месяцев. При нестабильном состоя-
нии структуры металла релаксация усиливается [141].
б) Возможно незначительное деформирование дета-
лей в процессе вылеживания их непосредственно после
13
механической обработки. Такое явление может наблю-
даться в тех случаях, когда перераспределение напря-
жений при обработке сопровождается пластической де-
формацией металла и остаточные напряжения к моменту
окончательной обработки оказываются близкими к пре-
делу текучести металла. При колебаниях температуры
возникает дополнительная ползучесть металла, которая
увеличивает деформацию. Если остаточные напряжения
по величине незначительны и процесс их перераспреде-
ления при механической обработке протекал упруго, то
пластические деформации во времени происходить не
будут и размеры деталей сохранятся неизменными.
в) При исследовании распада остаточного аустенита
и вызываемого им деформирования , отмечены важные
особенности- деформирование может продолжаться мно-
гие месяцы и даже годы, наиболее интенсивно процесс
идет в первые дни после сварки, а затем монотонно за-
тухает, применяемый отпуск полностью устраняет де-
формации во времени ,[59]—[86].
Деформация возникает вследствие распада остаточ-
ного аустенита и зависит от его количества в стали. При
значительных скоростях охлаждения количество его ве-
лико. В случае сварки на больших погонных энергиях,
когда скорость охлаждения мала, или при сварке с по-
догревом деформация вследствие распада остаточного
аустенита уменьшается.
По данным К. Д. Басиева и В. М. Сагалевича, дефор-
мация в сварных деталях из стали 35 при комнатной
температуре возможна в связи с превращением мартен-
сита закалки в мартенсит отпуска.
Такие условия создаются при сварке на режимах, вы-
зывающих большие скорости охлаждения металла (рис.
3, кривая Гкомн).
г) В сварных соединениях разнородных металлов с
различными коэффициентами линейного расширения или
в случае металла шва, отличного от основного, при по-
нижении температуры собственные напряжения, как пра-
вило, возрастают. Если собственные остаточные напря-
жения при этом невелики, то после возвращения к
исходной температуре изменения размеров деталей на-
блюдаться не будет. В случае значительных остаточных
напряжений, близких к от, процесс может оказаться не-
обратимым,. если возникающие ' вследствие разных ко-
эффициентов линейного, расширения напряжения в
14
сумме с остаточными достигнут величин Ог = (Ут. Возник-
шая пластическая деформация приведет к изменению
первоначальных размеров. .
д) При повышении температуры могут возникнуть
пластические деформации вследствие развивающихся
процессов релаксации остаточных напряжений в связи
с понижением предела текучести металла и его релакса-
ционной стойкости. Такие процессы существенно влияют
Рис. ;3. Рост усадочной силы с
течением времени при различ-
ных температурах в сварных
соединениях из стали 35
Длительность 8 месяцах
на точность в тех случаях, когда остаточные напряже-
ния велики. Ниже в качестве примера приведены вели-
чины пластических деформаций еПл, возникающих в ста-
ли СтЗ при различных температурах в течение 2 меся-
цев, в случае начальных напряжений, равных пределу
текучести:
Т в °C +20 +100 +150
енл 0,3-10-4 1,43*10-4 1,74*10-4
е) С повышением температуры интенсифицируются
процессы распада неустойчивых структур, что сопровож-
дается ростом деформаций. На рис. 3 приведены данные,
об изменении размеров кольцевых образцов из стали 35
в связи с повышением температуры и превращением
мартенсита закалки в мартенсит отпуска, идущим с
уменьшением объема металла.
3. В процессе эксплуатации под нагрузками. При сум-
мировании остаточных напряжений с рабочими напря-
жениями пластические деформации возникают тогда, ко-
15
гда в какой-либо зоне детали эквивалентное напряжение
Ог достигнет величины предела текучести сгт:
°1 = К” (% + М2 + + %) -'
—(%+Мг + +%) ~ (%+%)]2
+6 [(Тлг/„ + ХхУ^+(Т№н+т^)г + (т„н +тгЛр)2], (1)
где напряжения с индексом н — начальные собственные
напряжения, а напряжения с индексом р — рабочие на-,
пряжения. При дальнейшем нагружении процесс пла-
стической деформации будет продолжаться.
Рис. 4. Нагружение сварной балки с остаточными напряже-
ниями:
а—балка; б—зоны / и 2 с высокими остаточными растягивающими.на-
пряжениями; в—сечение балки, воспринимающее нагрузку при изгибе
(показано штриховкой)
Статическое нагружение. Приближенно можно счи-
тать, что зоны, перешедшие в пластическое состояние,
при росте нагрузки не оказывают сопротивления дефор-
мациям, т. е. эти зоны выключаются из работы сечения.
Жесткость детали в период нагружения оказывается
меньше расчетной, вычисленной в предположении упру-
гой работы сечения. Разгрузка детали обычно происхо-
дит упруго, поэтому деформации детали при разгрузке
меньше, чем при нагружении. Появляются остаточные
деформации и перемещения.
Например, в зонах соединения поясов балки со стен-
кой (рис. 4, а, б) после сварки возникают продольные
остаточные напряжения, близкие к пределу текучести.
Растягивающие рабочие напряжения от изгиба в зоне
присоединения нижнего пояса к стенке вызывают пла-
стические деформации в заштрихованном участке 2.
Воспринимает изгибающий момент лишь часть сечения
двутавра (рис. 4, в). После снятия нагрузки возникает
остаточный прогиб. Прогибы балок могут достигать зна-
чительной величины [137].
16
Если нагрузка действует достаточно долго, например
в течение нескольких минут, то дальнейший рост пласти-
ческих деформаций может происходить лишь при боль-
ших нагрузках. Второе и третье нагружения на уровне
нагрузок, равных первому, дают некоторое приращение
деформаций [137]. Кратковременное нагружение детали
в пределах до нескольких секунд не позволяет пласти-
ческим деформациям завершиться в полной мере.
Воздействие вибрации. Когда в деталях имеются соб-
ственные напряжения, деформации могут возникать при
воздействии вибрации. Вибрации возникают при транс-
портировке и в процессе эксплуатации сварных конструк-
ций. Хотя систематических исследований по влиянию»
вибрации на изменение размеров сварных деталей в про-
цессе эксплуатации не проводилось, косвенно о влиянии
вибрации можно судить на основании работ, в которых
вибрация применялась как технологическая операция
для предотвращения деформаций при дальнейшей экс-
плуатации.
В многочисленных исследованиях, в особенности за-
рубежных, описано применение вибрации для снижения
напряжений. С повышением уровня переменных напря-
жений собственные напряжения снижаются [70]. Меха-
низм сложения собственных напряжений с рабочими при
виВрации заметно отличается от такового, когда нагруз-
ки прикладываются статически. Упругие волны создают
специфические условия, при которых предел текучести
металла существенно понижается. Остаточные деформа-
ции, возникшие в процессе эксплуатации, нарушают до-
стигнутую. при механической обработке точность, в ре-
зультате чего появляются повышенные .силы трения в ме-
ханизмах как при их работе, так и на холостом ходу.
ВЛИЯНИЕ НА ПРОЧНОСТЬ
Процесс сварки оказывает сложное влияние на сва-
риваемый металл. Имеются факторы, отрицательно дей-
ствующие на прочность сварных конструкций. К ним, в
частности, относятся собственные напряжения и пласти-
ческие деформации. Влияние остаточных напряжений
и пластических деформаций на прочность сварных сое-
динений происходит по нескольким направлениям, но
значительно проявляется в сравнительно небольшом
числе случаев. Помимо напряжений и деформаций боль-
шую роль играют концентраторы напряжений и различ-
17
ного рода неоднородности, встречающиеся в сварных
соединениях.
Существуют различные точки зрения на степень опас-
ности остаточных напряжений. Часто остаточные напря-
жения выступают как необходимый, но не достаточный
фактор процесса разрушения. При этом другие факторы,
например концентраторы, выступают как решающие. По
ряду вопросов единого мнения пока нет. Ниже рассмот-
рены примеры резко выраженного отрицательного влия-
ния остаточных напряжений и пластических деформаций
на прочность конструкций.
Разрушения в процессе изготовления. Разрушения в
процессе изготовления в основном можно разделить на
три группы: горячие трещины, образующиеся во время
кристаллизации металла; так называемые деформацион-
ные трещины, возникающие вследствие значительной пла-
стической деформации и остаточных напряжений; хо-
лодные трещины, появляющиеся в течение нескольких
часов или дней после завершения процесса сварки. Го-
рячие трещины образуются под воздействием временных
напряжений и деформаций; высокий отпуск в данном
случае не может явиться средством для их снижения.
Поэтому здесь они не рассмотрены.
Причины возникновения деформационных трещин
изучены недостаточно полно. Их образование тесно свя-
зано с проблемой хладостойкости конструкций, которой
уделяется большое внимание. В зависимости от свойств,
выявляемых при одноосном растяжении и температуре
+ 20° С, материалы условно классифицируют на весьма
пластичные (свинец, отожженная медь), пластичные
(низкоуглеродистые стали), хрупко-пластичные (зака-
ленные углеродистые стали), хрупкие (серый чугун) и.
весьма хрупкие (белый чугун, керамики) (рис. 5, б).
В основу этой классификации положена величина упру-
го-пластической деформации до разрушения.
В хрупких и хрупко-пластичных металлах разруше-
ние может наступить под воздействием собственных де-
формаций от сварки даже при незначительных концент-
раторах напряжений. Величина относительной деформа-
ции металла едр, достигаемая к моменту разрушения,
зависит не только от свойств металла, но и от схемы на-
пряженного состояния (рис. 5, а). Более жестким схемам
напряженного состояния соответствуют меньшие значе-
ния Едр.
18
Концентраторы напряжений опасны вдвойне: во-пер-
вых, значительно возрастает величина упруго-пластиче-
ской деформации по сравнению с деформацией, возни-
кающей при сварке металла без концентраторов; во-вто-
рых, вследствие объемности напряженного состояния
небольшим значениям возникшей деформации 8Д соответ-
кгс/см2_______________
Рис. 5. Зависимость действительных напряжений
Ид от действительных деформаций 8Д:
а—при различных схемах напряжений (/—одноосное; 2—
трехосное растяжение с неравными компонентами; 3--
трехосное растяжение с равными компонентами); б—для
различных металлов (/—отожженная медь; 2—сталь 30;
3—литейный чугун)
ствуют большие напряжения, которые могут достичь
разрушающего уровня. Поэтому деформационные тре-
щины иногда возникают и в пластичных металлах, на-
пример, в корне многослойных швов с V-образной раз-
делкой, когда изгиб свариваемых элементов происходит
беспрепятственно [97]. В таких случаях назначают про-
межуточный отпуск для снятия напряжений и восстанов-
ления пластичности металла.
Нередко образование деформационных трещин связа-
но с изменением свойств металла под влиянием процесса
сварки или понижения температуры. Помимо ухудше-
ния пластичности металла вследствие изменения его хи-
мического состава из-за плохой защиты большое внима-
ние в исследованиях уделяют деформационному старе-
нию [18]. В сочетании с высокими остаточными
напряжениями и пониженной температурой создаются
условия для самопроизвольных разрушений. На рис. 6
показаны примеры разрушений сварных конструкций в
процессе их изготовления, возникших в результате чрез-
мерной пластической деформации.
19
Так называемые холодные трещины возникают в ос-
новном под влиянием двух факторов: структурных, пре-
вращений, протекающих с образованием метастабильных
хрупких структур типа мартенсита, и остаточных растя-
гивающих напряжений в этих зонах. Длительное воздей-
ствие собственных напряжений вызывает деформации
Рис. 6. Примеры разрушений элементов сварных конструкций вслед-
ствие исчерпания пластичности металла в зонах концентрации на-
пряжений:
а~непровар в подкладке: б—острый надрез после резки; в—шов 1 заварен в.
жестком контуре; г—подрез в зоне окончания шва: б—чрезмерная деформа-
ция в корне многослойного шва
металла в районе границ зерен и последующие микро-
скопические хрупкие разрушения, переходящие под вли-
янием остаточных напряжений в макроскопические тре-
щины, располагающиеся в зонах'низкой пластичности
металла. Наличие водорода в металле и его выделение
после фазовых превращений способствуют усилению
трещинообразования. Устранение значительных растя-
гивающих напряжений или стабилизация структуры при
отпуске или подогреве позволяют избежать появления
холодных трещин.
Распространение разрушений. Образование трещин
Сопровождается затратами энергии на пластическую де-
формацию металла в острие трещины, на упругую оста-
точную деформацию тонкого слоя пластически деформи-
рованного металла в зоне прошедшей трещины в связи
с появлением остаточных напряжений, на поверхностное
20
натяжение при образовании новых поверхностей, а так-
же на сообщение скорости перемещающимся при разру-
шении частям конструкции. Источником энергии для са-
мопроизвольных разрушений сварных конструкций яв-
ляется исключительно энергия полей собственных
напряжений. При ее отсутствии появление развитых са-
мопроизвольных трещин практически невозможно. При-
ближенная оценка величины накопленной энергии на 1 см
длины однопроходного сварного соединения, если изве-
стна величина фиктивной усадочной силы Рус, возможна
по следующей формуле [24]:
(2)
1 2Е k
При выводе формулы (2) предполагалось, что в. зоне
пластических деформаций действуют одноосные остаточ-
ные напряжения, близкие к пределу текучести метал-
ла (Ут.
Статическая прочность. Остаточные напряжения в
сварных соединениях могут достигать высоких значений,
близких к пределу текучести. Их влияние на прочность
при статическом нагружении следует рассматривать в
тесной связи со свойствами металла конструкции и с тем
предельным состоянием, по которому оценивается рабо-
тоспособность конструкции.
Если ставится требование недопущения пластических
деформаций даже в небольших объемах металла, то ос-
таточные напряжения в сварных соединениях, безуслов-
но, создают очень сильные ограничения выполнению это-
го требования. В таких случаях остаточные напряжения
следует снижать высоким отпуском.
Обычно расчет сварных конструкций ведут, ограничи-
вая величину действующих рабочих напряжений, но до-
пуская возможность протекания таких пластических
деформаций в ограниченных объемах металла, при кото-
рых жесткость конструкции оставалась бы в заданных
пределах. Если требования в отношении остаточных де-
формаций конструкции после ее нагружения высоки, то
бывает невозможно удовлетворить заданным нормам
жесткости при наличии остаточных напряжений. Тогда
необходимо остаточные напряжения снижать.
Нередко выдвигают требование высокой прочности
конструкции, оцениваемой по моменту ее разрушения.
Именно этот случай имеют в виду, когда исследуют вли-
21
яние остаточных напряжений на прочность сварных сое-
динений. По причине сложного характера влияния на-
пряжений на прочность, а также вследствие- ошибок
методического характера при постановке опытов мнения
о степени влияния остаточных напряжений разноречивы
[70]. Остаточные напряжения являются следствием упру-
гой составляющей остаточных деформаций. В большин-
стве случаев отделить влияние упругих деформаций от
пластических не представляется возможным, поэтому по-
Рис. 7. Диаграмма зависимо-
сти О' от в
ставленные опыты отражают совместное воздействие
обеих составляющих деформаций, хотя пластическая со-
ставляющая существенно влияет на свойства металла.
Таким образом, необходимо четко отделять влияние
остаточных напряжений на прочность соединений от тех
изменений свойств металла, которые вносятся процессом
сварки, в частности пластическими деформациями. Вы-
сокий отпуск изменяет как остаточные напряжения, так
и свойства металла. Чтобы представить, какими путями
идет улучшение свойств сварных соединений при высоком
отпуске, целесообразно рассмотреть роль каждого фак-
тора отдельно. Выше при обсуждении причин образова-
ния деформационных трещин указывалось на возмож-
ность появления разрушения вследствие концентрации
пластических деформаций металла. Очевидно, что про-
цесс сварки может вызвать хотя и значительное, но непол-
ное исчерпание пластичности (точка А на рис. 7). Возра-
стание деформаций от рабочих нагрузок на величину
Де приведет к разрушению. Такие условия возникают,
если резкий концентратор расположен поперек направ-
ления развивающихся при сварке пластических дефор-
маций и растягивающих рабочих напряжений.
Главной причиной снижения статической прочности
сварных соединений из низкоуглеродистых и низколеги-
рованных сталей при низких температурах является де-
22
формационное старение металла. Тщательные исследова-
ния М. Н. Скурихина (МВТУ им. Баумана), Г. В. Жем-
чужникова, В. С. Гиренко (ИЭС им. Патона) показали,
что пластическая деформация в сочетании с температу-
рами 150—300° С вызывает не только исчерпание плас-
тичности, но и глубокие изменения свойств металла [37].
Резко увеличиваются предел текучести и зуб текучести
металла, что особенно существенно в условиях низких
температур и при наличии концентраторов напряжений.
. В некоторых случаях для повышения прочности ис-
пользуют предварительное нагружение при комнатной
температуре. Остаточные напряжения при этом не сни-
маются, а лишь перераспределяются. Главное воздейст-
вие предварительного нагружения следует усматривать
в снятии зуба текучести и последующем изменении ме-
ханизма разрушения при низкой температуре.
Наконец, возможно влияние и остаточных напряже-
ний на статическую прочность, когда свойства металла
или конструктивное оформление сварного соединения
таковы, что деформация металла в зоне разрушения со-
измерима с величиной упругой деформации. Если металл
обладает малой пластичностью в исходном состоянии
или утратил ее в результате сварки хотя бы только в
небольшой зоне, остаточные растягивающие напряжения
снизят статическую прочность. Причем чем менее пла-
стичен металл, тем сильнее влияние остаточных напря-
жений. Если пластичный металл утратил способность
пластически деформироваться вследствие объемного ха-
рактера растягивающих напряжений, то остаточные рас-
тягивающие напряжения также снизят статическую
прочность сварного соединения. Специальные опыты
В. С. Гиренко обнаруживают влияние остаточных растя-
гивающих напряжений при низкой пластичности метал-
ла на прочность при статическом нагружении. Когда
металл сохраняет способность пластически деформиро-
ваться, остаточные напряжения не оказывают влияния
на статическую прочность.
Прочность при переменных нагрузках. Остаточные
напряжения могут оказывать как отрицательное [40, 70,
152], так и положительное влияние на прочность сварных
соединений. В обычных условиях изготовления сварных
конструкций, когда не принимаются специальные меры
для использования остаточных напряжений с целью по-
вышения прочности, они, как правило, влияют отрица-
23
тельно. Растягивающие остаточные напряжения, не из-
меняя амплитуды цикла, увеличивают среднее напряже-
ние, что приводит к снижению предела выносливости.
В особенности это заметно при относительно невысоком
уровне переменных напряжений.
В случае значительных переменных напряжений в
присутствии концентраторов возникает пластическая де-
формация, и отрицательная роль остаточных напряже- =
ний уменьшается. Это, однако, не означает, что прочность
возрастет. Концентрация рабочих напряжений окажется
доминирующим фактором в снижении прочности.
В сварных соединениях усталостные разрушения воз-
никают преимущественно в зоне концентраторов напря-
жений. Последние обычно располагаются в зоне терми-
ческого влияния, где происходят перекристаллизация
металла и пластические деформации. В связи с повы-
шением предела текучести металла повышается его со-
противление усталостным разрушениям. Совместное вли-
яние остаточных напряжений и изменившихся в резуль-
тате процесса сварки свойств металла может привести к
различным результатам в отношении усталостной проч-
ности, несмотря на отрицательное действие растягиваю-
щих остаточных напряжений.
Систематические исследования влияния собственных
напряжений на прочность при переменных нагрузках вы-
полнены И. В. Кудрявцевым и В. И. Труфяковым \ Наи-
более заметное влияние остаточные напряжения оказы-
вают на сварные соединения с невысокой концентрацией
напряжений при знакопеременных рабочих напряжениях.
С ростом асимметрии цикла влияние растягивающих ос-
таточных напряжений .заметно ослабляется. Существен-
ное отрицательное влияние растягивающих остаточных
напряжений было установлено экспериментально. При
этом оказалось, что в стыковых и нахлесточных соеди-
нениях оно наиболее заметно. В местах прикрепления
конструктивных элементов (ребер, фасонок и т. п.) от-
рицательное влияние также проявлялось сильно.
Жесткость и устойчивость. Собственные напряжения
в сварных конструкциях могут снижать их жесткость.
Уменьшение жесткости сварных конструкций происходит
в основном по двум причинам. Первая заключается в об-
1 Труфяков В. И. Сопротивление сварных соединений усталост-
ным разрушениям с учетом влияния остаточных напряжений. Док-
торская диссертация, ЙЭС им. Патона, I960.
24
разовании зон пластических деформаций, которые слабо
сопротивляются деформациям при возрастании нагрузки
и практически выключаются из работы сечения. Напри-
мер, балку на рис. 4 во время нагружения можно рас-
сматривать как имеющую момент инерции сечения, пред-
ставленного на рис. 4, в. При растяжении или сжатии
сварных стержней (колонн) также образуются зоны
пластичности, не участвующие в сопротивлении нагруз-
кам. Общая закономерность состоит в том, что жесткость
уменьшается с увеличением отношения площадей зон
пластических деформаций к общей площади поперечного
сечения элемента [105]. Зоны пластических деформаций
образуются также при действии перерезывающей на-
грузки Q. Сечение сварных балок, состоящее из отдель-
ных сваренных между собой элементов (см. рис. 4, а),
должно работать как одно целое. Между тем касатель-
ные напряжения tq, которые появляются в швах вследст-
вие их сопротивления сдвигу полок относительно стенки,
должны вызывать пластическую сдвиговую деформацию,
так как в швах имеются высокие продольные растяги-
вающие напряжения о. Эквивалентное напряжение для
случая растяжения со сдвигом будет
о._ ]Л02+з4 (3)
Пластическое перемещение полок относительно стен-
ки может уменьшать фактический момент инерции сече-
ния балки по сравнению с расчетным.
Второй причиной уменьшения жесткости элементов
сварных конструкций является местная потеря устойчи-
вости. Под влиянием собственных напряжений сжатия
отдельные тонкостенные участки теряют устойчивость и
фактически выключаются из работы сечения. В этом слу-
чае уменьшение изгибной или осевой жесткости может
происходить без протекания пластической деформации
металла при нагружении.
В работах, посвященных влиянию собственных на-
пряжений на устойчивость сжатых элементов, показано,
что остаточные напряжения могут отрицательно влиять
на устойчивость непосредственно, суммируясь с рабочи-
ми напряжениями, а также косвенно, вызывая началь-
ную деформацию, которая понижает величину критиче-
ских сил [1, 90, 104].
Коррозионная стойкость. Растягивающие остаточные
напряжения отрицательно влияют на коррозионную стой-
25
кость, особенно на коррозионное растрескивание [57, 75,
127]. Двухосные напряжения более опасны, чем одноос-
ные. Величина остаточных напряжений сильно влияет на
время до начала растрескивания [127] (рис. 8). Сущест-
Остаточные напряжения
Рис. 8. Влияние величины ос-
таточных сварочных напряже-
ний на коррозионное растрес-
кивание сварного соединения:
/—сталь X18H10T, среда _ 42%-ный
кипящий раствор MgCl2; 2—титан
BTI-1, среда — БМ2.5-15 (2,5% Вг,
15% Н2О, остальное —1метиловый
спирт); 3—титановый сплав OT4,
среда — БМ2,5-5; 4 — сталь СтЗ,
среда — кипящий раствор нитратов
[45% Ca(NO3)2, 35% NaHNO3]
вует, однако, пороговая величина напряжений, при ко-
торой растрескивания практически не происходит. Зна-
чительна роль остаточных напряжений в распростране-
нии коррозионных трещин. Для различных материалов и
коррозионных сред имеется предел коррозионного рас-
трескивания под напряжением /Ciscc- Величина K\SCc ана-
логична критерию Ирвина Kic и связана с величиной
действующего напряжения о и длиной трещины 2Z:
А\зсс=о V л1. (4)
По известной вероятной величине дефекта 2Z можно
установить уровень предельных безопасных остаточных
напряжений о.
ГЛАВА II
ВЛИЯНИЕ ОТПУСКА НА СВОЙСТВА
СВАРНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
НАЗНАЧЕНИЕ ОТПУСКА
Сварные конструкции в зависимости от предшест-
вующей отпуску операции можно разделить на две груп-
пы: 1) конструкции, подвергающиеся отпуску непосред-
ственно после сварки; 2) конструкции, подвергающиеся
отпуску после какой-либо термической обработки, на-
пример закалки или нормализации.
Значительная часть сварных конструкций после свар-
ки вообще не проходит никакой термической обработки,
в том числе и отпуска.
Процесс сварки оказывает сложное воздействие на
состояние и свойства металла в зоне сварных соедине-
ний. В частности, возникают такие изменения, которые
можно частично или полностью устранить с помощью
отпуска. Это — остаточные напряжения, искажения фор-
мы сварной конструкции, зоны с закалочными структу-
рами, пластические деформации металла, особенно зна-
чительные в зоне концентраторов, деформационное
старение металла, если пластические деформации про-
исходят при температурах 150—300° С или предшеству-
ют такому нагреву. Некоторые изменения, например
образование крупнокристаллической структуры зоны
перегрева и другие, отпуском устранить невозможно.
Во время отпуска могут происходить следующие про-
цессы: а) снижение остаточных напряжений; б) измене-
ние свойств металла; в) изменение формы конструкции.
Степень полноты протекания указанных процессов за-
висит от химического состава и исходных свойств метал-
ла, уровня начальных напряжений, а также от темпера-
туры и продолжительности отпуска.
Назначая отпуск и основные параметры его режима,
стремятся использовать перечисленные выше процессы
27
для улучшения свойств сварной конструкции. Однако не
всегда удается одновременно удовлетворить всем требо-
ваниям, которые предъявляются к сварной конструкции.
Например, назначив длительную выдержку при отпуске
для снятия напряжений, можно ухудшить свойства ме-
талла. Тогда наряду с положительным влиянием обнару-
живаются отрицательные последствия отпуска. , Цели
отпуска конструкций после сварки «различны [159, 167].
А. Остаточные напряжения снижают отпуском в сле-
дующих случаях:
а) если к конструкциям машиностроительного типа
предъявлены такие требования в отношении точности,
которые вследствие наличия остаточных напряжений не
могут быть выдержаны при данной форме и жесткости
детали на стадии механической обработки или при по-
следующей эксплуатации;
б) если остаточные напряжения могут вызвать обра-
зование холодных трещин, а другие методы снижения
напряжений оказываются неэффективными.
в) если дальнейшее изготовление конструкции из не-
достаточно пластичных металлов невозможно вследствие
возникающих разрушений по причине суммирования ос-
таточных напряжений на последующих технологических
операциях либо из-за изменения внешних условий, на-
при мер пон ижен и я тем пер ату р ы;
г) если необходимо уменьшить накопленную потенци-
альную энергию в сварной конструкции;
д) если в процессе эксплуатации суммирование рабо-
чих и остаточных напряжений приводит к разрушениям
или создает условия, при которых вероятность появления
разрушений становится значительной. Такие условия мо-
гут возникнуть, например, при наличии трехосных растя-
гивающих напряжений;
е) с целью повышения вибрационной прочности за
счет уменьшения растягивающих напряжений в опасных
зонах конструкции;
ж) с целью повышения жесткости и устойчивости от-
дельных элементов или всей конструкции в целом;
з) с целью повышения коррозионной стойкости, если
наличие остаточных напряжений интенсифицирует про-
цессы коррозии или коррозионного растрескивания.
Разумеется, наряду с положительным эффектом мо-
гут обнаружиться дополнительные отрицательные влия-
ния проведенного отпуска (см. стр. 42). Например, выпол-
28
няя отпуск, можно существенно изменить свойства метал-
ла и несмотря на уменьшение .величины растягивающих
остаточных ''напряжений понизить усталостную проч-
ность конструкции.
Б. Пластические свойства металла, утраченные в ре-
зультате холодной пластической деформации или старе-
ния металла, восстанавливают отпуском в случаях:
а) при наличии опасности хрупкого разрушения кон-
струкции в процессе ее изготовления, либо в эксплуата-
ции. Такие условия особенно часто возникают, если име-
ются острые концентраторы напряжений в виде дефектов
основного металла, дефектов в зоне сварного соединения
или неудачно оформленных пересечений и сопряжений
элементов; если металл склонен к деформационному
старению (например, кипящие стали и ряд других); если
металл имеет недостаточно высокие исходные пластиче-
ские свойства (например, в крупных отливках и поков-
ках); при наличии сернистых или окисных включений
и т. п.; если сварное изделие может оказаться в условиях
пониженных или низких температур, достаточных для
перехода данного металла в хрупкое состояние;
б) если эксплуатация конструкций сопровождается
повышенной коррозией или коррозионным разрушением
в местах концентрации пластических деформаций.
В. Свойства металла, изменившиеся в результате пе-
рекристаллизации отдельных зон сварного соединения,
улучшают отпуском в следующих случаях:
а) при значительной потере пластичности в процессе
сварки вследствие закалки металла при высоки?: скоро-
стях охлаждения, когда это может вызвать хрупкие раз-
рушения;
б) для стабилизации неустойчивых структур, нали-
чие которых связано с образованием холодных трещин
в сварных соединениях;
в) для стабилизации неустойчивых структур, распад
которых после изготовления конструкции приводит к не-
допустимым нарушениям точности размеров;
г) для снижения твердости металла с целью облегче-
ния механической обработки.
Г. Восстановление форм сварных конструкций, утра-
ченных в результате усадки металла при сварке, произ-
водят путем отпуска конструкций в зажимных приспо-
соблениях в следующих случаях:
а) когда искажение формы конструкции носит слож-
29
ныи характер и трудно установить приемы правки, по-
зволяющие устранить возникшие перемещения, напри-
мер пропеллерность гибких элементов;
б) когда невозможно использовать другие методы
правки из-за недоступности зон, которые должны быть
подвергнуты воздействию, или из-за отсутствия специа-
лизированного оборудования;
в) если требуется высокая точность геометрической
формы сварной конструкции при одновременном устра-
нении остаточных напряжений.
Сварные конструкции, подвергаемые после сварки
термической обработке — закалке или нормализации,
также проходят отпуск. В этом случае существенным яв-
ляется получение требуемых механических свойств ме-
талла, что достигается соответствующим выбором тем-
пературы и продолжительности отпуска, а также сниже-
ние остаточных напряжений, возникших при закалке или
нормализации.
В связи с тем, что под закалку или нормализацию
металл нагревают до высоких температур, такой процесс
термической обработки устраняет многие вредные влия-
ния сварки. Поэтому большинство причин, по которым
необходим отпуск после сварки, автоматически исключа-
ется. Одновременно достигаются более высокие механи-
ческие свойства металла сварных соединений, например
ударная вязкость. Стремление получить после однократ-
ной недорогой термической обработки все необходимые
для сварной конструкции свойства привело к разработке
процесса термической обработки в интервале темпера-
тур, соответствующих точкам Act—Ас3 [45, 78]. В этом
случае термическая обработка электрошлаковых соеди-
нений при температуре 750—780° С с выдержкой в тече-
ние 5 ч улучшает структуру, заменяя нормализацию, и
снижает собственные напряжения даже в большей сте-
пени, чем при отпуске. Соответствующим подбором сос-
тава металла и режимов сварки, обеспечивающих необ-
ходимый термический цикл, можно вовсе избежать
нормализации после электрошлаковой сварки [80].
ВИДЫ ОТПУСКА
Классификацию видов отпуска проводят по многим
признакам. В зависимости от температуры выдержки
отпуск бывает низкий, средний и высокий; деление это
является условным.
30
Специфика производства сварных конструкций при-
вела к развитию различных видов отпуска, отличающих-
ся между собой по организационно-техническим
признакам, виду применяемого оборудования и оче-
редности.
Наибольшее распространение получил общий отпуск,
при котором вся деталь, узел конструкции или часть де-
тали целиком помещаются в печь и проходят отпуск.
В некоторых случаях, если невозможно доставить конст-
рукцию к печи, печь строят вокруг конструкции [149, 155].
Характерной особенностью общего отпуска является
примерно одинаковая во всех точках детали температу-
ра в процессе выдержки. Неравномерность температуры,
естественно, зависит от совершенства применяемого на-
гревательного оборудования и ведения процесса нагрева.
Собственные напряжения, возникающие после общего
отпуска, минимальны и зависят главным образом от не-
равномерности температуры в детали на стадии охлаж-
дения в период пребывания детали в диапазоне темпе-
ратур существенного возрастания предела текучести ме-
талла. Неравномерность температуры, являющаяся одной
из причин образования остаточных напряжений, зависит
от скорости охлаждения, теплофизических свойств ме-
талла, конфигурации детали и толщины элементов, вхо-
дящих в сварную конструкцию [130].
Другой причиной остаточных напряжений после об-
щего отпуска является различие коэффициентов линей-
ного расширения металла элементов, образующих
сварное соединение или деталь. Этот вопрос освещен
в гл. V.
Местный отпуск состоит в нагреве отдельных участков
сварной конструкции по необходимому термическому
циклу обработки. Местному отпуску в литературе уделя-
ется значительное внимание [6, 7, 66, 68, 150] из-за боль-
шей сложности этого вида термической обработки по
сравнению с общим отпуском. Средства нагрева весьма
многообразны: твердое топливо [15], газовое пламя (72],
токи промышленной и высокой частоты [64, 121, 142, 171],
электрический ток, используемый в тепловыделяющих
элементах [166, 172, 173], ток, проходящий через нагре-
ваемую деталь, излучатели, основанные на использова-
нии различных лучей [174, 180], и др. Конструктивное
оформление нагревательных устройств также весьма
многообразно [72]: переносные, приспособленные к фор-
31
ме термически обрабатываемой детали; гибкие, позво-
ляющие придать нагревательному элементу необходимую
форму; специально создаваемые на период термической
обработки устройства.
В результате местного отпуска неизбежно возникают
новые собственные напряжения (98, 151, 118]. Они обра-
зуются как при нагреве (но могут релаксировать во вре-
мя выдержки), так и при остывании, переходя в остаточ-
ные собственные напряжения. Несмотря на это обстоя-
тельство, местный отпуск применяют не только для
изменения свойств металла, но и для снижения или пе-
рераспределения остаточных напряжений. Проводя ме-
стный отпуск только для улучшения свойств металла
обычно стремятся получить также и более низкие на-
пряжения. Если одним из основных требований является
уменьшение остаточных напряжений, то особое внимание
уделяется условиям местного отпуска. В таких случая:
могут быть использованы следующие приемы.
1. Выбор достаточно широкой зоны равномерного
нагрева для того, чтобы собственные напряжения при
остывании образовались в основном за пределами свар-
ного соединения. Такой прием часто используют при ме-
стной термической обработке элементов стержневого ти-
па, соединенных сваркой £99].
2. Использование высокой гибкости термообрабаты-
ваемого элемента, сокращение которого при остывании
не вызовет образования значительных собственных на-
пряжений [63, 81, 139]. При термообработке труб и обо-
лочек такой прием весьма эффективен.
3. Создание при термообработке такой формы темпе-
ратурной кривой, которая обеспечит невысокие остаточ-
ные напряжения.
4. Проведение одновременного нагрева двух или не-
скольких стыков при термообработке в замкнутом кон-
туре [66] (рис. 9).
5. Уменьшение тепловложения с целью снижения ре^
активных сил, если термическая обработка проводится
в жестком контуре (заделке) или если в замкнутом кон-
туре невозможно нагреть симметричный участок. Ряд
рекомендаций для этой) случая сформулирован в рабо-
те [63].
Местный отпуск может осуществляться путем переме-
щения нагревательного устройства вдоль сварного соеди-
нения. Образование новых собственных напряжений при
32
таком варианте отпуска сходно с процессами формиро-
вания напряжений при сварке.
Особое положение между общим и местным отпуском
занимает разновидность отпуска, при котором нагреву
подвергается все поперечное сечение элемента, а источ-
ник нагрева медленно перемещается вдоль элемента.
Такой прием используют для отпуска цилиндрических
оболочек. Вся деталь или конструкция подвергается от-
пуску последовательными участками.
Рис. 9. Пример одновременного
проведения местного отпуска в
замкнутом контуре
Применяют так называемый промежуточный отпуск.
В этом случае после выполнения очередного шва или ук-
ладки нескольких слоев проводят отпуск, не ожидая пол-
ного завершения сварки. Необходимость в таком отпус-
ке появляется при следующих обстоятельствах:
а) наличии опасности образования холодных трещин
при вылеживании; б) возможности возникновения хруп-
ких разрушений при полном остывании сварного соеди-
нения вследствие низкотемпературной хрупкости метал-
ла; в) дополнительных напряжениях и пластических
деформациях от очередных слоев или швов, способных
вызвать разрушение металла, например при сварке
многослойных швов большой толщины; г) перед уклад-
кой очередного шва, который пересекает ранее уложен-
ные швы, требующие улучшения механических свойств.
Промежуточный отпуск может быть как общим, так
и местным.
Если невозможно термически обработать всю конст-
рукцию, то иногда используют поэлементный отпуск, т. е.
отпуск проходят отдельные части конструкции, а заклю-
чительные или монтажные соединения либо вовсе не
33
подвергают отпуску, либо применяют местную термиче-
скую обработку [153]. Заключительные соединения долж-
ны иметь минимальную концентрацию напряжений, на-
пример стыковые, их следует выполнять высококачест-
венно и подвергать разнообразным методам контроля.
На рис. 40, а показано поперечное сечение балки, из-
готовленной в ЧССР [153]. Сначала была сварена и под-
вергнута отпуску балка, представленная на рис. 10, в.
Рис. 10. Подкрановые
балки под 300-тонные
краны
Затем балку разрезали на две части вдоль (рис. 10, б)
и вварили вертикальный лист сечением 2300X30 мм дву-
мя продольными швами. Применение поэлементного от-
пуска целесообразно для весьма крупных сосудов, если
отпуск необходим. Отдельные карты, содержащие слож-
ные штуцерные и фланцевые элементы, после их вварки
можно отпустить, а монтаж провести, используя
такие стыковые соединения, для которых отпуск не-
обязателен.
Введение колебаний усиливает эффект снижения на-
пряжений при отпуске. Например, с помощью ультра-
звука [112] дополнительно снизили напряжения при низ-
ком отпуске (180° С) на 50%. Эффект снижения напря-
жений усилился также при отпуске деталей из стали 35Л
при 550° С с применением вибрации [32].
34
СНИЖЕНИЕ ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ
Влияние отпуска на свойства сварных соединений
чрезвычайно многообразно. Лишь в отношении собствен-
ных напряжений характер влияния вполне определен —
отпуск снижает собственные напряжения. Хотя снижение
напряжений сильно зависит от химического состава и
свойств материала, тенденция остается неизменной — с
повышением температуры отпуска и увеличением продол-
жительности выдержки снижение напряжений обычно
усиливается. В гл. III—V дан всесторонний анализ при-
чин, от которых зависит релаксация напряжений. Цель
настоящего параграфа — показать примеры снижения
остаточных напряжений в различных материалах и ус-
ловиях.
Одним из ранних и наиболее полных эксперименталь-
ных исследований релаксации напряжений на деталях,
вероятно, следует считать исследование Г. Бюлера [145—
147], выполненное на сплошных цилиндрах с использова-
нием метода Закса. Остаточные напряжения в цилиндрах
создавались путем быстрого их охлаждения. На рис. 11
приведены эпюры напряжений в сплошном цилиндре до
и после отпуска при различных температурах. Эпюры
собственных напряжений до и после отпуска имеют по-
добный вид, температура отпуска Т0Тп существенно влия-
ет на уровень остаточных напряжений. При увеличении
продолжительности выдержки происходит дальнейшее
снижение напряжений, но оно непропорционально уве-
личению времени отпуска.
Одним из ранних исследований релаксации напря-
жений в сварных соединениях в СССР являются опыты
Е. О. Патона [109] и Г. А. Николаева [94, 95]. Цель этих
работ заключалась в определении влияния снятия соб-
ственных напряжений как на остаточные деформации
сварных элементов после отпуска, так и на деформации,
возникающие после их нагружения. В некоторых работах
приведены распределения остаточных напряжений после
сварки и после отпуска [95, 84]. Напряжения после от-
пуска оказались близкими к нулю. Показано, что вы-
держки в течение 3—4 ч достаточно, чтобы были устра-
нены остаточные напряжения в элементах толщиной до
36 мм [84].
Большое внимание вопросам снижения собственных
напряжений уделено Международным институтом свар-
ки (МНС). Однако главные усилия были направлены
35
не на определение напряжений в сварных соединениях
до и после отпуска, а на исследование релаксации на-
пряжений в специальных закрученных образцах [177].
Рис. 11. Релаксация напряжений в сплошных цилиндрах:
а—распределение напряжений после закалки в воду с 850° С, 0 150 мм,
армко-железо; б—то же плюс отпуск 1,5 ч при 300° С (F—площадь по-
перечного сечения); в—наибольшие с»ост в зависимости от температу-
ры отпуска, 0 50 мм. продолжительность отпуска 1,5 ч, сталь с 0,3% С
(/—осевые по оси; 2—тангенциальные на поверхности; 3—тангенциаль-
ные и радиальные по оси); г—наибольшее осевое напряжение (Тост
в зависимости от продолжительности отпуска
В документе МИС XI—45—60 изложены соображе-
ния относительно технических условий, определяющих
необходимость снятия остаточных напряжений в свар-
ных конструкциях сосудов под давлением, паровых кот-
лов и трубопроводов и возможность использования их
без снятия напряжений. Некоторые соображения о це-
лях отпуска приведены в работах [159, 168].
В СССР заметное оживление исследований намети-
лось в связи со сваркой крупных сечений многослойной
36
и особенно электрошлаковой сваркой. Возникла дискус-
сия по поводу необходимости отпуска массивных конст-
рукций станин прессов [26, 100, 123].
На рис. 12 представлены результаты измерений на-
пряжений в выполненных электрошлаковой сваркой об-
разцах из стали СтЗ толщиной 100 мм с размерами
после сварки 500x500 мм [74]. Режим отпуска: нагрев
до температуры 675° С, выдержка 3,5—4 ч, охлаждение
с печью до температуры 200° С, затем остывание на воз-
духе.
Из представленных на рис. 12 кривых наиболее
достоверно определены напряжения вдоль шва ох0.
Максимальные напряжения ах0 после отпуска достаточ-
но низки и не превышают 300 кгс/см2, что соизмеримо
с точностью метода.
Р. Гуннерт определил остаточные напряжения в ку-
биках 50X50X50 мм, созданные охлаждением с темпера-
туры 500° С в воду [154]. Эти остаточные напряжения
величиной 30—40 кгс/мм2 после отпуска при температуре
600° С в течение 5 ч практически были сняты полно-
стью.
Для перечисленных выше работ характерно эпизоди-
ческое обращение к определению напряжений в сварных
конструкциях и соединениях при отпуске их по типовым
режимам. Четкие закономерности не устанавливались.
Так, при измерении остаточных сварочных напряжений
до и после отпуска не было обнаружено какого-либо за-
кономерного их изменения [100].
Значительное внимание уделено исследованиям ре-
лаксации напряжений в сварных соединениях из аусте-
нитных сталей [39, 54—56, 82, 83]. Для полной релакса-
ции напряжений в этих сталях необходима более высо-
кая, чем для низкоуглеродистых сталей, темпера-
тура.
На рис. 13 представлены данные, характеризующие
свойства этих сталей в отношении релаксации напряже-
ний [83]. Напряжения снимаются полностью лишь при
температуре 1100° С. Существенное снижение напряже-
ний в этих сталях может быть достигнуто и при низких
температурах. При подогреве в процессе сварки до тем-
пературы 500° С, что можно рассматривать как своеоб-
разный отпуск, остаточные напряжения, которые после
сварки без подогрева в окружном направлении состав-
ляли от 4-27 до —37,5 кгс/мм2, снизились до 4-7 и
37
Рис. 12. Распределение напряжений продольных пЛ-{., поперечных ст;/О
и по толщине (Тг0 в образцах, выполненных электрошлаковой свар-
кой:
д—после сварки до отпуска; б—после отпуска
—10 кгс/мм2 соответственно [82]. Максимальные осевые
напряжения +30 кгс/мм2 снизились до +8 кгс/мм2.
Исследования по определению эффективности отпус-
ка для снижения остаточных напряжений в титановых
сплавах вначале были описаны в работе [73] (рис. 14),
38
а затем повторены в работах [42, 114]. Напряжения сни-
жаются достаточно быстро при относительно невысоких
температурах.
Рис. 13. Зависимость остаточных тангенциальных сварочных
напряжений на различных расстояниях от шва от нагрева в
печи и местного нагрева:
а—сварка; б—сварка-I-стабилизация при 850° С, 10 ч, охлаждение с пе-
чью; в- -сварка + местный нагрев при 850° С. 10 ч и сжатие
На сварных плитах толщиной 90 мм из алюминиевого
сплава определяли напряжения до и после отпуска при
температуре 250° С с выдержкой в течение 3—4 ч [62].
Остаточные напряжения после сварки величиной 6—
8 кгс/мм2 снизились после отпуска до 3—3,5 кгс/мм2.
При этом разупрочнение металла еще не наступило. При
температуре отпуска 150° С снижение напряжений было
незначительным.
Релаксацию напряжений исследовали и в некоторых
специальных случаях при наплавке на клапана из стали
8Х20Н2С2 слоя из стали Х25Н40В6 [60]. Двухкратный
отпуск при температуре 740° С в течение 30 мин сущест-
венно снизил собственные напряжения (с 50—60 до 17—
22 кгс/мм2) и выравнил механические свойства металла
в зоне термического влияния.
Представляют интерес опыты по снижению напряже-
ний в металлах с высокой температурой плавления [48,
39
49]. В сварном соединении ниобия толщиной 1,5 мм со
свойствами: Е= 1,1 • 104 кгс/мм2; ат=22,5 кгс/мм2; ав=
=29,7 кгс/мм2 остаточные максимальные напряжения
составляли около 10—11 кгс/мм2. Результаты термиче-
ской обработки в течение 1 ч при температурах 800, 1000
и 1200° С представлены на рис. 15, а. В сплаве ниобия
с 1% Zr (<гт = 64 кгс/мм2; ав = 69 кгс/мм2) остаточные
максимальные напряжения составляли около 22 кгс/мм2.
Рис. 14. Зависимость остаточных напряжений в шве для сплава
ОТ4-1 от продолжительности выдержки в печи при различных тем-
пературах (а) и от температуры термообработки при различной про-
должительности выдержки в печи (б)
После термической обработки при температуре 1200°С
в течение 1 ч остаточные напряжения понизились до
4 кгс/мм2 (рис. 15, б, в).
Отпуск используют для устранения деформаций де-
талей, возникших при сварке. Однако положительного
эффекта можно достичь только с использованием зажим-
ных приспособлений. Казалось бы, что при отпуске де-
талей релаксация напряжений должна возникать в пер-
вую очередь там, где они максимальны; при этом будет
происходить процесс, примерно противоположный обра-
зованию напряжений при сварке, и деформации будут
исчезать. Как показано в гл. III, в подавляющем боль-
шинстве случаев снижение напияжений при нагреве про-
исходит почти прямо пропорционально их начальному
уровню. Это означает, что при одноосных и двухосных
собственных напряжениях, когда эквивалентные напря-
40
жения по величине близки к главным, напряжения сни-
жаются достаточно равномерно как в зонах с высокими,
так и в зонах с низкими напряжениями. Равновесие
внутренних сил нарушается незначительно, а следова-
тельно, начальные перемещения сохраняются почти не-
изменными. Поэтому отпуск без зажимных приспособ-
лений не может быть использован для устранения пере-
мещений, возникших при сварке.
Рис. 15. Собственные напря-
жения в сварных соединени-
ях ниобиевых сплавов:
а—снижение напряжений в за-
висимости от температуры тер-
мообработки; б, в—распред ел е-
ление напряжений сгх после
сварки и после отпуска (у—рас-
стояние от оси шва)
Если с помощью зажимного приспособления детали
придать необходимую форму и поместить ее вместе с
приспособлением в печь, то в процессе отпуска собствен’
ные напряжения существенно понизятся, силы реакции
между изделием и приспособлением исчезнут, и деталь
при извлечении ее из приспособления не возвратится к
первоначальной искаженной форме [46]. Этот прием на-
иболее эффективен для гибких деталей, перемещения в
которых значительны, а требуемая жесткость приспособ-
ления для них невелика.
Снижение напряжений при отпуске может вызвать
отрицательные явления. Вес, как известно, создает в де-
талях различные силовые воздействия. В процессе от-
пуска возникает ползучесть металла, и если деталь бы-
ла расположена в печи неправильно (большие пролеты
41
между опорами, несимметричное их расположение), ис-
кажаются форма и размеры детали. Иногда требуется
даже применение специальных мер: установка распорок,
подача внутреннего давления в сосуды и т. п. В некото-
рых случаях появление трещин в сварных соединениях
при отпуске связывают с релаксацией напряжений
[164].
При отпуске происходит также снижение напряжений
более высоких родов (129].
ИЗМЕНЕНИЕ СВОЙСТВ МЕТАЛЛА И ПРОЧНОСТИ
ЭЛЕМЕНТОВ КОНСТРУКЦИЙ
Изменение свойств металла и прочности деталей
сварных конструкций при отпуске имеет не меньшее зна-
чение, чем снижение собственных напряжений. Освеще-
ние этого сложного и многогранного вопроса заслужи-
вает отдельного исследования. Однако целесообразно
дать конспективное изложение некоторых основных из-
менений, вносимых отпуском в свойства металлов и эле-
ментов конструкций.
Влияние отпуска зависит от глубины тех изменений,
которые появились в металле на предшествующих от-
пуску операциях термической обработки и сварки.
Термическое воздействие на металл в процессе свар-
ки — одно из наиболее сильных, но зависит от химиче-
ского состава металла и термического цикла сварки.
Если рассматривать эту последнюю сторону влияния по
отношению лишь к закаливающимся сталям, то можно
проследить ряд эффектов, существенных для сварных
конструкций. При быстрых охлаждениях возможно обра-
зование неустойчивых во времени структур, распад ко-
торых может приводить как к сокращению, так и расши-
рению металла. Возникает деформирование с течением
времени, что в точных и недостаточно жестких деталях
нежелательно. В процессе отпуска завершается распад
этих структурных составляющих.
В работе [НО] на примере стали У12А, прошедшей
закалку, показано изменение размеров, фиксируемое на
дилатограмме (рис. 16). Вначале при температурах 100—
150° С происходит уменьшение объема металла при рас-
паде мартенсита и переходе его в мартенсит отпуска.
Наблюдается укорочение образца. Затем при Г>200°С
происходит распад аустенита, сопровождающийся уве-
42
личением объема. При Г>300°С образец снова сокра-
щается вследствие реакции перехода карбида низкотем-
пературного отпуска в промежуточный карбид и далее
в цементит. При />400° С происходит расширение ме-
талла вплоть до структурного превращения в диапазо-
не точек /11—Л3. Таким образом, деформирование свар-
ных соединений во времени можно эффективно устра-
нить отпуском, в частности
низкотемпературным [86].
Ликвидация самопроизволь-
ных деформаций сварных
конструкций во времени —
одно из положительных про-
явлений отпуска.
Рис. 16. Дилатограмма отпуска
закаленной стали У12А [110]
В процессе отпуска твердость закаленных участков
сварных соединений уменьшается в зависимости от тем-
пературы и продолжительности отпуска. Этот вопрос
достаточно широко исследован и освещен в литературе.
Представление о данной закономерности для углероди-
стых сталей дает номограмма {47] на рис. 17. Левая
часть номограммы построена для стали с содержанием
углерода 0,35%. Правая часть позволяет определить
твердость стали с иным содержанием углерода. Необхо-
димую температуру и продолжительность отпуска мож-
но определить, если заданы содержание углерода и не-
обходимая твердость.
Холодная пластическая деформация в сварных эле-
ментах возникает на заготовительных операциях, а так-
же при сварке в'зонах, удаленных от высокотемпера-
турной области. В связи с развитием значительных
пластических деформаций, например в концентраторах,
возникают так называемые деформационные трещины.
Зоны холодных пластических деформаций в сталях, по-
падая в дальнейшем под сварочный нагрев до темпера-
тур около 300° С, становятся зонами деформационного
43
старения. Высокий отпуск является эффективным сред-
ством восстановления пластичности металла, утрачен-
ной в результате такой деформации [51, 156, 165,
169].
Рис. 17. Номограмма для определения твердости углеродистых
сталей в зависимости от режима отпуска [47]
При температуре 550° С и выше происходит заметное
снижение предела текучести и восстановление пластич-
ности (рис. 18) (43]. На рис. 19 представлены результа-
ты испытаний, показывающие восстановление пластич-
ности металла. Перед отпуском образцы (рис. 19, а), из
Рис. 18. Влияние температуры от-
пуска на предел текучести холод-
нодеформированной стали СтЗ
ИЗ]:
/—наклеп 8,6%; 2—наклеп 24,6%; 3—
наклеп 50%
стали СтЗ были предварительно загнуты на угол 40°,
что вызвало некоторое расходование пластичности ме-
талла. Затем образцы партиями прошли отпуск с вы-
44
держкой в течение 2 ч при Г=500, 550, 600 и 650° С.
После отпуска образцы были дополнительно загнуты до
появления трещин. Результаты испытаний показывают
(рис. 19, б), что при температуре отпуска 600—650°С с
выдержке 2ч
Рис. 19. Испытания на загиб при определении пластичности стали
СтЗ после отпуска
выдержкой в течение 2 ч пластичность металла практи-
чески полностью восстанавливается. Об этом можно су-
дить, если принять во внимание, что угол загиба надре-
занных образцов в исходном состоянии составлял 70°.
Наиболее сильное отрицательное влияние на проч-
ность при наличии концентраторов оказывает деформа-
Рис. 20. Улучшение свойств
состаренной стали в резуль-
тате высокого отпуска:
а—образец для испытаний; б—
результаты испытаний: 1—ис-
ходное горячекатаное состояние.
6=20 мм; 2—'10%-ная деформа-
ция растяжением при 250° С,
6=10 мм; 3—то же плюс после-
дующей высокий отпуск в тече-
ние 2 ч при 650° С
ционное старение стали в результате пластической де-
формации при температуре 250° С. На рис. 20 представ-
лены данные В. С. Гиренко, показывающие, с одной
45
стороны, большое отрицательное влияние деформацион-
ного старения и с другой — благотворное влияние вы-
сокого отпуска, проведенного после деформационного
старения. Надрезы наносили после соответствующей
Рис. 21. Влияние после-
дующего высокого отпус-
ка на среднее разрушаю-
щее напряжение <уСрр и
среднюю деформацию в
момент разрушения есРр:
а—сталь ЗОЛ, зона перегре-
ва: /—исходное состояние
зоны; 2—после деформаци-
онного старения; 3—после
деформационного старения п
высокого отпуска; б— сталь
22К: /—исходное состояние;
2—после переплава по кром-
ке; 3—после переплава и
высокого отпуска
термической обработки. Сталь ВСтЗкп имела следую-
щий состав и свойства: 0,15% С; 0,42% Мп; 0,045% S;
0,021% Р; сгт = 21,2 кгс/мм2; ов = 38,5 кгс/мм2; б5 = 32,4%;
ф = 66%. Деформационное старение, возникающее толь-
ко в зоне концентратора, также оказывает резко отри-
цательное влияние на прочность. На рис. 21 представ-
лены результаты, полученные совместно с М. Н. Скури-
хиным [124]. В образцах размером в сечении 80X 10 мм
из стали ЗОЛ (рис. 21, а), вырезанных из электрошлако-
46
вого сварного соединения, делали с двух сторон острый
надрез в зоне перегрева вблизи линии сплавления. За-
тем прокаткой центральной части образца создавали в
зоне концентраторов пластическую деформацию удлине-
ния, после чего образцы проходили старение в течение
3 ч при температуре 200° С. Часть образцов после этого
подвергалась высокому отпуску при температуре 650° С
с выдержкой в течение 3 ч. При испытаниях регистри-
ровали среднее напряжение разрушения оСПр и соеднюю
деформацию еср . За момент разрушения принимали
появление трещины длиной около 0,5—1 мм в надрезе
или мгновенное сквозное разрушение.
Высокий отпуск в данном случае полностью . ликви-
дировал последствия деформационного старения. На
аналогичных по размерам образцах из стали 22К (рис.
21, б) в исходном состоянии £124] вблизи надреза по
кромке образца наплавляли валик, что воспроизводило
весь комплекс термопластического влияния сварки.
Часть образцов проходила отпуск при 650° С с выдерж-
кой в течение 3 ч.
Истинные диаграммы деформирования сталей СтЗкп
и 221\ после старения и высокого отпуска приобрели вид,
характерный для исходного состояния, хотя после де-
формационного старения предел текучести возрос в 2
раза, а предельная пластическая деформация уменьши-
лась в 1,5 раза по сравнению с исходным состояни-
ем [124].
Высокий отпуск сварных соединений с сильной кон-
центрацией напряжений обычно повышает прочность
при низких температурах, если нагружение до разруше-
ния является однократным. В случае малоцикловых на-
гружений отпуск может понизить прочность таких сое-
динений. Это можно объяснить тем, что отпуск понижа-
ет прочность металла в зоне концентрации напряжений.
Повышенная пластичность металла не реализуется, так
как разрушение после циклических нагружений происхо-
дит практически без макропластической деформации.
В результате малоцикловых нагружений возможно так-
же появление небольших трещин, что снижает статиче-
скую прочность после малоцикловых нагружений.
Влияние отпуска на вибрационную прочность свар-
ных соединений было предметом обсуждения во многих
статьях (87—89, 106]. Отпуск оказывает двоякое воз-
действие на сварное соединение: снижает высокие рас-
47
тягивающие остаточные напряжения, что представляется
положительным, и понижает предел текучести металла,
что способствует уменьшению сопротивляемости метал-
ла усталости. Исследования В. И. Труфякова показали
область рационального использования отпуска для по-
вышения вибрационной прочности сварных соединений.
Высокий отпуск эффективен в области знакопеременных
рабочих напряжений, заметно повышает сопротивление
усталости соединений с невысокой концентрацией на-
пряжений и слабоиагруженных элементов конструктив-
ного характера. В случае однозначных напряжений и
применения сварных соединений с высокой концентраци-
ей напряжений использование высокого отпуска может
оказаться неэффективным.
Если для углеродистых сталей влияние отпуска на
свойства металла предсказать сравнительно просто, то
при работе со среднелегированными сталями это влия-
ние оказывается значительно сложнее в связи с наличи-
ем карбидов [13, 85, 140]. Помимо релаксации напряже-
ний и восстановления свойств охрупченных участков не-
обходимо обеспечить минимальное ухудшение механи-
ческих свойств неохрупченных зон. Это ухудшение мо-
жет возникнуть либо по причине выбора неправильной
температуры отпуска, либо по причине слишком про-
должительной выдержки. Сошлемся в качестве примера
на работы [160, 161], где исследовались углеродистая и
среднелегированная стали после различной пластической
деформации. Ниже приведен химический состав сталей
(В %):
Элементы с Мп Мо V Si Ni Сг Си S Р
У глеро ди- стая сталь 0,16 1,26 0,001 0,005 0,43 0,01 0,021 0,018 0,023 0,027
Среднеле- гироваиная сталь . . • 0,125 1,22 0,52 0,065 0,23 0,175 0,11 0,11 0,006 0,013
Твердость и ударная вязкость углеродистой стали
возрастают при увеличении температуры и продолжи-
тельности отпуска после 30 %-ной пластической дефор-
мации (рис. 22, а). Напротив, твердость марганцемолиб-
деноваиадиевой стали (рис. 22, б) после той же 30%-ной
48
пластической деформации при температуре отпуска
600° С повышается, увеличение продолжительности вы-
держки приводит к падению ударной вязкости при вы-
держке 5 и 10 ч. Лишь при температуре 675° С пластич-
Рис. 22. Изменение твердости и ударной вязкости при 0° С
образцов Шарли с V-образным надрезом в зависимости от продол-
жительности отпуска после 30%-ной пластической деформации [161]:
а—углеродиста я стал ь; б—марга ицевомолибденова надиевая сталь
ность восстанавливается до исходного уровня, и значи-
тельно повышается ударная вязкость (образцы Шарли
с V-образным надрезом).
Высокий отпуск в ряде случаев существенно улуч-
шает стойкость против коррозионного разрушения, в ча-
стности можно сослаться на пример повышения стойко-
сти против хрупкости [126].
Вследствие снижения остаточных напряжений повы-
шаются жесткость и устойчивость элементов сварных
конструкций. Положительное влияние отпуска на увели-
49
чение жесткости и уменьшение остаточных деформаций
после нагружений было установлено еще в 30-е годы в
исследованиях Е. О. Патона на различных сварных кон-
структивных элементах [109]. На рис. 23 представлены
остаточные прогибы балок неотпущенной 1 и отпущен-
Прогийы
Рис. 23. Остаточные проги-
бы сварных двутавровых
балок после их нагружения
ной 2 с от = 2850~2870 кгс/см2 после нагружения их воз-
растающей нагрузкой. Балка, прошедшая отпуск при
температуре 570—610° С с выдержкой в течение 2 ч, име-
ет ничтожные остаточные прогибы в упругой области
нагружения, в то время как балка с остаточными на-
пряжениями при довольно низких нагрузках имеет за-
метные остаточные прогибы, что указывает на ее мень-
шую жесткость при нагружении. Очевидно также поло-
жительное влияние отпуска на повышение устойчивости
сжатых элементов при снятии отпуском сжимающих ос-
таточных напряжений [76].
ГЛАВА III
ИССЛЕДОВАНИЕ РЕЛАКСАЦИИ
НАПРЯЖЕНИЙ
Экспериментальное определение остаточных напря-
жений на деталях после проведения отпуска не всегда
является наиболее рациональным способом исследова-
ния эффективности отпуска в отношении снижения на-
пряжений. Для этого необходимо измерять остаточные
напряжения до и после отпуска. Так как большинство
экспериментальных методов предусматривает разрезку
деталей, то детали в дальнейшем обычно не могут быть
использованы. Экспериментальный путь определения на-
пряжений в деталях трудоемок, остаточные напряжения
находят лишь в отдельных точках или зонах. При опре-
делении объемных напряжений в массивных изделиях
возникают значительные методические трудности.
Основной недостаток экспериментального пути иссле-
дования собственных напряжений в деталях заключает-
ся в невозможности проследить процесс изменения на-
пряжений во времени, установить, в какие периоды
отпуска происходит наиболее интенсивное снижение на-
пряжений, выяснить влияние схемы напряженного со-
стояния и характера распределения напряжений на их
уменьшение, оценить общие закономерности процесса.
Исследование ползучести и релаксации на специаль-
ных образцах в настоящее время весьма распростра-
нено. Общепризнано, что характеристики металла, полу-
ченные на образцах, служат основой для анализа более
сложных процессов, протекающих в деталях (79, 103,
116].
Принципиальным является вопрос о том, какой ме-
тод исследования характеристик металла применительно
к отпуску сварных конструкций должен быть использо-
ван как основной — испытание на ползучесть или испы-
тание на релаксацию. Большинство испытаний проводят
на ползучесть при постоянной температуре (10, 12, 35],
51
так как эти испытания более полно воспроизводят те
условия, при которых работают машины при высоких
температурах: постоянство нагрузок и постоянство тем-
ператур. Хотя нагрузки и температуры изменяются во
времени, это не столь существенно для процесса в целом.
Предопределяет такой путь исследований также и то об-
стоятельство, что современные методы расчета деталей
машин на ползучесть основаны на использовании кри-
вых ползучести (простого последействия) [79].
При отпуске сварных конструкций наблюдаемые яв-
ления существенно отличаются от описанных выше при
эксплуатации деталей. Детали в процессе отпуска не
испытывают внешних нагрузок (кроме веса). Изменение
собственных напряжений в деталях близко к процессу
простой релаксации, при котором деформации сохраня-
ются постоянными во времени. Значительная часть пол-
ного времени отпуска падает на нагрев и выравнивание
температуры, в течение которых температура не являет-
ся постоянной, а изменяется во времени. Методом испы-
таний, наиболее близко соответствующим условиям от-
пуска деталей, можно считать испытание на простую
релаксацию при термическом цикле отпуска: нагрев, вы-
держка, остывание.
Результаты таких испытаний 1) позволяют в первом
приближении судить о закономерностях релаксации на-
пряжений в деталях при отпуске, особенно, если собст-
венные напряжения одноосные, 2) могут служить базой
для построения расчетного метода исследования релак-
сации собственных напряжений при отпуске, когда на-
пряжения не являются одноосными (см. гл. IV).
В настоящем исследовании использован метод испы-
тания металлов на простую релаксацию при пере-
менной температуре процесса. Существуют некоторые
специфические особенности протекания процессов при
простой релаксации, которые рассмотрены ниже.
ПРОЦЕССЫ, ВЛИЯЮЩИЕ НА ИЗМЕНЕНИЕ
НАПРЯЖЕНИЙ
Рассмотрим основные процессы, происходящие в ме-
талле при постоянных полных деформациях и перемен-
ной температуре. Пусть некоторый элементарный кубик
металла (рис. 24) с главными напряжениями аь о2, аз
находится при постоянных полных деформациях. Дефор-
мацию, возникающую от измеиеня температуры, во вни-
52
мание можно не принимать, так как рассматривается
тело с равномерным распределением температуры и оди-
наковым коэффициентом линейного расширения во всех
точках.
В общем случае при изменении температуры Т на ве-
личину dT в течение некоторого времени dt произойдут
следующие процессы, связанные как с изменением упру-
Рис. 24. Элементарный параллелепи-
пед в напряженном состоянии
гих свойств металла, так и с протеканием пластических
деформаций:
1. Изменение объемного модуля упругости:
1 —2р.
(5)
2. Изменение плотности вещества либо вследствие
объемной пластической деформации под действием сред-
него напряжения, либо вследствие изменения структур-
ного состояния (например, распад неустойчивых струк-
ТУР):
%-С1 + :2 + °3 • (6)
О
3. Изменение модуля упругости второго рода:
4. Протекание пластической деформации под дейст-
вием эквивалентного ог* или октаэдрического тОкт напря-
жения:
/(’1 - °2)2 + (°2 - Зз)2 + (а3 — а1)2, (8)
Гокт=-|-1'/Г(а1 —О2)2+(°2 —аз)2 + (а3 —°1)2- (9)
О
53
Полагаем, что другие процессы, протекающие с из-
менением объема металла, либо отсутствуют, либо про-
исходят во всех точках тела одновременно. Считаем, что
металл изотропен, т. е. имеет одинаковые свойства по
всем направлениям. Из последнего допущения, однако,
не следует, что во всех точках тела свойства металла,
обнаруживаемые при протекании перечисленных выше
четырех процессов, одинаковы. Имеется в виду лишь от-
сутствие анизотропии в пределах отдельных рассматри-
ваемых объемов.
Процессы 1 и 3 связаны с изменением упругих харак-
теристик металла, в частности модуля упругости первого
рода Е и коэффициента Пуассона ц. С повышением
температуры Т модуль упругости Е у металлов пони-
жается, а коэффициент поперечной упругой деформации
повышается (рис. 25). На рис. 25 представлены данные
авторов работы (67], в которой описана установка для
определения характеристик металла. Пределы измене-
ния Е и ц в интервале температур до 650—680° С, выше
которых отпуск перлитных сталей обычно не производят,
обеспечивают малое изменение К (рис. 25). Детали из
аустенитных сталей нередко проходят термическую обра-
ботку для снижения напряжений при более высоких
температурах.
Рассмотрим каждый из процессов и установим его
влияние на изменение среднего напряжения оср и окта-
эдрического касательного напряжения токт.
Процесс 1. За время сП происходит изменение тем-
пературы на с1Т, что приводит к изменению величины А
на с1К.
Из соотношения (10) теории упругости, связываю-
щего среднее напряжение оср со средней деформацией
____ -|- Е9
Scp~ з -
3сР=АГгср, (10)
вытекает
*ср+^%-(^ + ^)зср, (11)
т. е. изменение величины К при постоянном еСр влечет за
собой изменение сгСр-
Процесс 2. Сведения об объемной пластической де-
формации металла крайне малочисленны [14]. Извест-
но, что при пластических деформациях плотность ме-
талла меняется. Факт изменения плотности металла при
54
пластической деформации лишь указывает на возмож-
ность существования в металле различных несовер-
шенств типа пустот, но еще не доказывает, что такие
пустоты должны исчезать или появляться при всесторон-
нем сжатии или растяжении металла.
а)
б)
Рис. 25. Зависимости К,Е, G и ц от
туры:
а—сталь 10; б—'сталь 25
темпера-
Опыты П. Бриджмена показали, что при пластиче-
ской деформации от одноосного сжатия наблюдалось ос-
таточное* уменьшение объема меди на 0,02—0,05%, не-
ржавеющей стали на 0,012%, высокоуглеродистой отож-
женной стали на 0,015%, т. е. плотность металла увели-
чивается [14]. Наоборот, у мягкой стали двух сортов и у
чугуна произошло остаточное увеличение объема после
пластической деформации от сжатия. Изменение плот-
55
ности стали на 0,015% соответствует деформации при
всесторонних напряжениях около 2000 кгс/см2, т. е. из-
менение плотности в небольших пределах может сыграть
большую роль в уменьшении уровня объемных напря-
жений.
Изменение плотности материала, неравномерное в
разных точках тела, может происходить также и вслед-
ствие структурных превращений [36, 41, 44, 115]. Это осо-
бенно характерно для сварных соединений, различные
зоны которых при нагреве могут по-разному менять свои
размеры вследствие распада неустойчивых структурных
составляющих (см. гл. II). За время dt возникнет сред-
няя объемная пластическая деформация вызванная
изменением плотности металла, тогда из соотношения
(10) получим
*ср + ^ер=К(еСр + ^7). (12)
Величина К во втором процессе предполагается посто-
янной.
Оба процесса, первый и второй, имея совершенно
различные механизмы, тем не менее приводят к изме-
нению величины (уСр и поэтому могут быть формально
объединены в один, выражающий изменение оср при
простой релаксации. Fla участке переменной температу-
ры от 0 до /наг имеют место как изменение К, так и объ-
емная пластическая деформация или локальное измене-
ние структурного состояния: на участке />/Наг К по-
стоянно.
Процесс 3, В данном процессе за время dt темпера-
тура изменяется на dT, а величина G на dG. Используя
соотношение (14), связывающее октаэдрическое каса-
тельное напряжение тОкт с октаэдрической деформа-
цией:
Токг = v Г (4 - + & - £з)2 + (s3 - £1)2: (13)
о
^ОКТ ‘^Уокт» (14)
находим
^ОКТ “Ь ^^ОКТ = (^ Yokt* (15)
т. е. изменение величины G при постоянном уОкт влечет
за собой изменение тОкт-
Процесс 4. В четвертом процессе при постоянном G
происходит превращение упругой деформации в пласти-
ческую при неизменных полных деформациях, т. е. за
56
время dt возникает отрицательное приращение ^уокт.упр,
что в соответствии с соотношением (14) дает отрица-
тельное приращение Локт:
^окт? 4“ ^^окт (VcKT.yilp “Ь^Токт.упр)* (16)
Третий и четвертый процессы формально могут быть
объединены в один, выражающий изменение Токт при
простой релаксации. На участке нагрева от 0 до /иаг из-
меняется величина G, а также идет процесс пластиче-
ской деформации, на участке t>tHar протекает только
пластическая деформация. Изложенные в данном пара-
графе соображения понадобятся в дальнейшем для оцен-
ки различных методов исследования релаксации напря-
жений при переменной температуре.
МЕТОДЫ И УСТАНОВКИ ДЛЯ ИССЛЕДОВАНИЯ
РЕЛАКСАЦИЯ НАПРЯЖЕНИЙ
Для случая объемного распределения собственных
напряжений интерес представляют оба вида простой ре-
лаксации: как объемная (второй процесс), так и сдвиго-
вая. Экспериментальное определение объемной релакса-
ции представляет значительные трудности. Современные
технические теории ползучести для простоты полагают,
что объемная ползучесть не происходит вообще. По-ви-
димому, прямые методы определения объемной простой
релаксации при переменной температуре пока отсутст-
вуют. Для получения кривых объемной ползучести при
всестороннем сжатии в принципе могут быть использо-
ваны методы всестороннего гидростатического сжатия в
средах, находящихся при высоких температурах. Одна-
ко это предложение требует специальной проверки и в
работе не рассмотрено. Далее при обсуждении методов
речь идет только о пластических деформациях, не со-
провождающихся изменением плотности материала. Как
обычно принимается, что объемная пластическая дефор-
мация отсутствует.
В экспериментальных исследованиях используют
различные методы получения кривых релаксации. Ниже
рассмотрены только те методы и установки для изуче-
ния релаксации напряжений, которые представляют ин-
терес в отношении отпуска конструкций, когда процесс
идет при переменной температуре.
Все методы могут быть условно разделены на две
группы в зависимости от характера протекания процес-
57
са релаксации (10]. 1\ первой группе относятся те мето-
ды, в которых процесс релаксации протекает монотонно
при постоянных или примерно постоянных деформациях.
Образец является частью жесткого контура, напряжения
в котором изменяются исключительно под влиянием раз-
вития пластической деформации во времени (117].
Ко второй группе относятся так называемые компен-
сационные методы. Постоянство деформаций поддержи-
вается путем периодической нагрузки или разгрузки об-
разца с точностью, зависящей от чувствительности уст-
ройства, измеряющего деформацию или перемещение.
При таком методе осуществляется ступенчатая ползу-
честь, которая при высокой чувствительности следящих
устройств может быть близка к релаксации.
Весьма простым является метод измерения напря-
жений в кольце равного сопротивления [102, 103]. При
этом способе не требуется специальная установка. Коль-
цо равного сопротивления нагружается путем вдвигания
в прорезь клина. Затем вместе с клином кольцо прохо-
дит необходимый цикл термической обработки. Оста-
точные напряжения определяют после полного остыва-
ния по величине упругой деформации, возникающей
после удаления клина. Недостатки способа: 1) необхо-
димо изготовлять относительно сложные образцы; 2) ус-
ловие простой релаксации — постоянство полных дефор-
маций во всех направлениях — соблюдается не в полной
мере; 3) не учитывается относительная неравномерность
релаксации напряжений по высоте сечения кольца;
4) невозможно регистрировать напряжения в процессе
термической обработки.
В первой группе методов образец растягивают [163],
закручивают или изгибают в жесткой станине установки,
а затем проводят испытание при определенном термиче-
ском цикле [10]. Предполагают, что жесткость силового
контура велика по сравнению с жесткостью образца и
обеспечивает в достаточной мере условия простой ре-
лаксации. Степень выполнения этого условия зависит от
соотношения жесткости станины и жесткости образца,
а также от ползучести захватных устройств, учесть ко-
торую трудно. Напряжения обычно регистрируют после
полного остывания образца по его упругой деформации
при разгрузке. В ряде установок, имеющих в силовом
контуре динамометр, напряжения можно регистрировать
в течение всего процесса релаксации. Примером являет-
58
ся установка, в которой испытывается закрученный
сплошной цилиндрический образец [181]. Напряжения в
образце изменяются от нуля по оси до максимальных на
поверхности. Так как различные по величине напряже-
ния в общем случае релаксируют на относительно раз-
ную величину, достоверно судить о релаксации напря-
жений от различных начальных уровней трудно. При-
менение тонкостенного трубчатого образца позволяет
более точно регистрировать напряжения [21]. Однако
общим недостатком первой группы методов является не-
постоянство полных деформаций по крайней мере вслед-
ствие недостаточной жесткости силового контура.
В установках, которые относятся ко второй группе,
для испытаний на релаксацию используют принцип
компенсации [10]. Установки, как правило, приспособ-
лены для изучения релаксации при постоянной темпера-
туре. Преимущественно используется схема растяжения
[2], хотя имеются установки с другими видами нагру-
жения (113].
Наиболее полно исследовать релаксацию напряже-
ний при отпуске позволяют установки, в которых испы-
тания можно проводить при переменной температуре
процесса. Это важно для изучения стадии нагрева, так
как в массивных конструкциях она может быть весьма
продолжительной.
Применительно к исследованию релаксации напря-
жений при отпуске нашли распространение три типа ус-
тановок, на каждом из которых получены многочислен-
ные экспериментальные данные. Это основанные на ком-
пенсационном принципе установки с растяжением образ-
ца [143, 148], с кручением сплошного образца [158, 177,
181] и с кручением тонкостенного круглого образца [19].
В установках с растяжением в процессе изменения
температуры поддерживается постоянной начальная ли-
нейная деформация растянутого образца [148, 161] (до-
кументы МПС X—523—69, X—568—70, автор И. Тана-
ка). Температурное удлинение компенсируется следящим
устройством, работающим от образца-свидетеля, кото-
рый имеет ту же температуру, что и нагруженный обра-
зец. Хотя линейная деформация и поддерживается по-
стоянной, условия простой релаксации частично не соб-
людаются из-за того, что поперечная деформация не
остается постоянной вследствие изменения коэффициен-
та Пуассона по причине изменения температуры и пере-
59
хода упругой деформации с 0,254-0,3 в пластическую
с р = 0,5. Это один из недостатков такой схемы испыта-
ний.
Второй недостаток этой схемы нагружения состоит в
том, что течение процессов структурных превращений в
ряде случаев может изменяться под действием прило-
женного напряжения. Образец-свидетель, которому от-
ведена роль следящего компенсирующего элемента, на-
ходится в ненагруженном состоянии. Поэтому изменение
его размеров вследствие структурных превращений мо-
жет происходить иначе, чем основного испытуемого об-
разца.
При исследовании влияния повторных релаксаций
требуется дополнительно получить вначале образец-ана-
лог, который используется затем в качестве компенса-
тора.
До тех пор, пока не установлена роль среднего на-
пряжения в релаксации напряжений, схема растяжения
будет содержать в себе неясный элемент влияния
зср= — , т. е. процесс релаксации будет включать в
этом случае релаксацию от эквивалентного
напряже-
ния cfi — oi и от среднего напряжения а
Ср— 3
Наконец, существует еще одно обстоятельство, ко-
торое необходимо иметь в виду, используя схему растя-
жения при переменной температуре. В этой схеме кроме
релаксации напряжения, возникающей под влиянием
пластической деформации, регистрируется еще изменение
напряжения вследствие уменьшения Е с повышением тем-
пературы. Было бы более правильным, если бы суммиро-
вались изменения напряжений от однотипных процессов,
т. е. релаксация от пластической деформации и от изме-
нения G. Установки со схемой растяжения вследствие
наличия компенсационных устройств являются довольно
сложными. Тем не менее на них получен немалый экспе-
риметальный материал, весьма ценный для исследования
релаксации напряжений [160, 161] (документы МИС
X—523—69, X—568—70).
Схема кручения сплошного образца получила значи-
тельное применение в связи с исследованиями, предпри-
нятыми по рекомендациям МИС [181] (документы МИС
X—273—61, X—318—63, X—338—64, автор Г. Туммерс).
Эта схема проста, но неравномерность напряжений по
60
радиусу образца является ее недостатком в отношении
точности. В случае сильного различия в пластической
деформации при разных напряжениях эпюра т переста-
ет быть линейной. Поэтому эти испытания используют
лишь как сравнительные для определения степени сни-
жения напряжений.
Периодически обсуждается вопрос, до какого уровня
следует нагружать образец. Большинство исследований
проведено при Тщах=тт, когда образец, кроме поверхно-
сти, находится в упругом состоянии. Релаксация от иных
уровней напряжений, как правило, не исследовалась.
В документе МИС X—482—68 (автор Г. Ланге) и ра-
боте [158] проведено сопоставление возможностей мето-
дов, если сплошной круглый образец полностью переве-
сти в пластическое состояние и сделать т примерно
постоянным во всех точках образца. Высказано мнение,
что такая схема испытаний более предпочтительна. Од-
нако серьезным возражением служит наличие пласти-
ческой деформации в начале нагружения, что может
исказить результаты испытаний.
Схема кручения тонкостенного образца является на-
иболее подходящей для осуществления процесса простой
релаксации при переменной температуре.
Во-первых, температурное расширение образца ока-
зывает незначительное влияние на угол закручивания
образца. Это можно показать, используя формулу для
определения утла закручивания
• (17)
Полагая Mt=M0; lt = lo(\+aT);
Ро4(1 + аТУ-rfo4(1 + аГЛ = Jo(1 + аГ)4
и учтя изменение G от Go до Gt, получим из форму-
лы (17)
Л10/0(1 + аТ) ---1---.
т' GzJ0(l + ar)4 ‘° Gt (1 + аГ)3 k
Если изменение температуры Т составит около 600°,
а а — 12-10“6—-— , то
град
?/=% |^0,978. (19)
О/
61
За счет изменения геометрических размеров образца
при изменении температуры на 600° начальный угол за-
кручивания изменится на 2,2%.
Во-вторых, изменение ц и Е непосредственно отра-
жается на изменении G, что и должно регистрироваться
наряду с релаксацией октаэдрического касательного
напряжения.
В-третьих, радиальная деформация стенки при чи-
стом кручении всегда равна нулю, так как главные на-
Рис. 26. Образец для испытаний на релаксацию напряже-
ний
пряжения равны по величине и противоположны по
знаку. Следовательно, основное условие простой релак-
сации — постоянство главных деформаций в процессе
перехода упругой деформации в пластическую — соб-
людается с достаточно высокой точностью. Среднее на-
пряжение при этой схеме нагружения равно нулю.
Единственным недостатком является более сложная тех-
нология изготовления трубчатых образцов.
Схема кручения тонкостенного образца была исполь-
зована в разработанной в ДАВТУ им. Баумана установ-
ке, предназначенной для исследования процесса простой
релаксации при переменной температуре [19]. Трубчатый
образец (рис. 26), показанный на рис. 27 цифрой 18,
закреплен в верхнем захвате 17. К нижнему концу образ-
ца с помощью такого же захвата прикреплена трубча-
тая тяга 19, на конце которой установлено колесо 20.
От колеса 20 отходят два гибких тросика 5, присоеди-
ненных к динамометрам 21, индикаторы 6 которых по-
казывают величину силы, действующей на ободе коле-
са 20. Крутящий момент подводится к верхнему захвату
17 через верхнюю трубчатую тягу, соединенную с редук-
тором 13, вращение которому сообщается двигателем 14,
установленным на станине 12. Угол закручивания об-
62
разца измеряется индикаторами 4 и 22, Они закреплены
на рычаге 3 и упираются в рычаг 24. Рычаги присоеди-
нены к двум удлинителям, прикрепленным к концам
образца прихватками.
Рис. 27. Установка для исследования релаксации напряже-
ний при переменной температуре
Удлинитель 25 приварен короткими швами к верхне-
му торцу образца 18 и пропущен сквозь образец вниз,
где на нем закреплен рычаг 3. К нижнему торцу образ-
ца 18 приварен удлинитель 26, на нижнем конце кото-
63
рого закреплен рычаг 24. При нарушении постоянства
угла закручивания, установленного в начале испытания,
стрелка индикатора 4 отклоняется и касается контакта
KJ или /<2. Электрические устройства, расположенные
в шкафу установки, включают двигатель в соответст-
вующем направлении и выключают его, как только
стрелка индикатора отойдет от контакта. Стрелка инди-
катора 22 касается контактов КЗ или К4 в случае, если
выйдет из строя цепь управления, работающая от кон-
тактов К1 и К2, что является сигналом о возникшей не-
исправности.
Нагрев образца осуществляется печью 15, которая
подвешена на тросиках 10, перекинутых через блоки 11.
Грузы 16 уравновешивают печь 15. Температура образ-
ца контролируется тремя термопарами 7—9, располо-
женными посередине и на концах образца. Равномер-
ность температуры по длине образца обеспечивается пу-
тем предварительного подбора напряжения на каждой
из трех обмоток печи. Провода термопар пропущены
сквозь верхнюю трубчатую тягу. Скорость подъема тем-
пературы 30—300 град/ч задается программным уст-
ройством, расположенным в шкафу. Температуру посе-
редине и на концах образца показывают приборы 1 и
23, а напряжение на спиралях печи — прибор 2.
Максимальный крутящий момент, на который рас-
считана установка, обеспечивает <7^=15 000 кгс/см2 в
трубчатом образце, показанном на рис. 26. Чувствитель-
ность устройства, поддерживающего постоянство угла
закручивания, если ее выразить в напряжениях, равна
Дб'г=±0,5 кгс/см2.
Благодаря наличию гибких тросиков 5 удлинение тяг
и образца от нагрева не сопровождается появлением
заметных осевых сил в образце. Осевая нагрузка на
образец равна сумме весов нижней тяги, колеса и уд-
линителя с рычагом. Она вызывает осевые напряжения
в образце около 0,08 кгс/мм2.
Установку РПТ-3 (рис. 28) можно использовать и
цля исследования ползучести при переменной темпера-
туре. В этом случае достаточно снабдить один из инди-:
каторов 6 на рис. 27 контактами типа, представленных
на индикаторах 4 и 22, чтобы механизм нагружения под-
держивал постоянным крутящий момент. Угол закручи-
вания образца при этом служит мерой возникающей во
времени пластической деформации.
64
Целесообразно кратко отметить те различия, которые
существуют между кривыми релаксации при растяже-
нии и кручении образца. Если пренебречь влиянием на
пластическую деформацию величины оСр, не равной ну-
лю в случае растяжения, то остается различие в изме-
нении G и Е в зависимости от температуры. Так как
G =--------- , то изменение G
2(1 +и)
только от Еу но и от ц. Величина
G с повышением температуры
меняется быстрее, чем Е, потому
что ц, находящееся в знамена-
теле, растет.
РЕЛАКСАЦИЯ НАПРЯЖЕНИЙ
В РАЗЛИЧНЫХ СТАЛЯХ
Исследование релаксации на-
пряжений проводилось на сталях
15Г2СМФ, 15ГН4М, 30Х2ГМТ,
СтЗ, 30, 30 и СтЗсп. Выбор ста-
лей был обусловлен тем, что ука-
занные стали используются для
изготовления сварных конструк-
ций с элементами большого се-
чения, продолжительность отпу-
ска которых значительна. Хими-
ческий состав (в %) ряда иссле-
дованных сталей представлен
в табл. 1.
Металл сварных соединений
испытывает воздействие термиче-
ского цикла сварки и пластиче-
ской деформации. Поэтому ряд
экспериментов по исследованию
релаксации напряжений был про-
веден на металле, который про-
шел имитированный термический
или термомеханический цикл
сварки. Образцы нагревали до
температуры 1200° С, выдержива-
ли при этой температуре
20 мин, а затем охлаждали с из-
менением температуры во време-
будет зависеть не
Рис. 28. Установка РПТ-3
для исследования ре-
лаксации напряжений
при переменной темпе-
ратуре
65
Таблица 1
Сталь с Si М п Сг Ni Мо V Си Ti р S
15Г2СМФ 0,16 1,06 1,35 0,16 0,13 0,022 0,022
15ГН4М 0,14 0,21 0,85 — 4,5 0,18 — Следы — 0,02 0,022
30Х2ГМТ 0,32 0,25 1,20 1,80 — > 0,50 — — 0,06 0,030 0,030
СтЗ 0,18 0,04 0,41 0,05 0,2 — — 0,05 — 0,018 0,033
ни, соответствующем термическому циклу при сварке,
в диапазоне 1000—750° С со средней скоростью около
50 град/мин, в диапазоне 750—550° С около 20 град/мин.
В табл. 2 приведены данные пб величине зерна и преде-
лу текучести сталей в состоянии отжига и после имити-
рованного электрошлакового термического цикла свар-
ки (т. ц. с.).
Таблица 2
Сталь Состояние Средний размер зерна в мкм Предел текучести в кгс/мма
15Г2СМФ Отжиг 25 48
Т.ц.с. 450 56
30Х2ГААТ Отжиг 10—20 36
Т.ц.с. 400—500 90—92
15ГН4М Отжиг 30 36
Т.ц.с. 400 . 83
Ввиду того, что разброс точек на кривых простой
релаксации однотипных образцов при испытании на ус-
тановке РПТ-3 незначительный, в большинстве случаев
одна кривая соответствует испытанию одного образца.
Кривые релаксации построены с использованием интен-
сивности напряжений которая связана со средним
касательным напряжением по толщине стенки образца
т и октаэдрическим касательным напряжением тОкт сле-
дующими зависимостями:
сх-=|/ Зт;
У2 окт’
(20)
(21)

66
Влияние скорости нагрева. Сварные конструкции при
отпуске могут нагреваться с различными скоростями в
зависимости от мощности печи, сечения деталей или
требований технических условий.
Рис. 29. Релаксация напряжений при различных скоростях
нагрева: (О — 300 град/ч; 9—120-град/ч):
я—сталь 15Г2СМФ после отжига; б сталь 15Г2СМФ после имити-
рованного электрош л ахового термического цикла сварки; о—сталь
15ГН4М (/, 2—после имитированного электрошлакового термиче-
ского цикла сварки; 3—после отжига): г—сталь 30Х2ГМТ после
отжига; д — сталь СтЗ
Производительность испытаний, естественно, выше
при больших скоростях нагрева. Поэтому были сопо-
ставлены две скорости нагрева: 120 град/ч, характерная
для режимов нагрева конструкций с элементами средней
толщины, и 300 град/ч, обеспечивающая достаточно вы-
сокую производительность испытаний.
• 67
На рис. 29 представлены результаты испытаний раз-
личных сталей от различного уровня напряжений. По го-
ризонтальной оси отложены на участке нагрева — тем-
пература, которая при различных скоростях достигалась
в различные моменты времени; на участке выдержки —
время, отсчитываемое с момента начала выдержки.
Кроме стали 30Х2ГМТ совпадение кривых релакса-
ции при указанных двух скоростях нагрева практически
полное. Это указывает на весьма высокую скорость про-
текания релаксационных процессов. При более высоких
скоростях нагрева в диапазоне 150—600 град/ч иссле-
дования релаксации проведены в Японии (документы
МИС X—523—69, X—568—70, автор И. Танака) на ста-
лях, химический состав и свойства которых даны в
табл. 3.
Испытания на релаксацию проводились по схеме ра-
стяжения (рис. 30). Позиция I соответствует случаю,
когда образец вначале нагревали до температуры 500
или 600° С, затем при этой температуре нагружали со
скоростью деформации 0,1% в минуту до деформации,
соответствующей напряжению 50 кгс/мм2 при комнатной
температуре, т. е. нагружение длилось около 2,5 мин.
Таблица 3
Содержание элементов в %
Механи-
ческие
свойства
0,15 0,26
0,140,26
0,93 0,31
0,930,30
0,020,900,49
0,840,540,51
0,03 0,002 0,016
0,06 0,003 0,016
0,012
0,017
82,1
74,1
86,5 21
81,9 23
Позиции II и III соответствуют случаям, когда обра-
зец нагружали при комнатной температуре до напряже-
ния 50 кгс/мм2, а затем нагревали со скоростями 600 и
150 град/ч соответственно. Напряжения регистрировали
по достижении температуры отпуска 500 или 600° С
(верхние уровни столбцов) и после выдержки 1 ч (косая
штриховка) и 2 ч (прямая штриховка). В случае нагру-
жения при высоких температурах (позиция I) первый
отсчет производили после окончания нагружения. При
68
таких широких диапазонах изменения скоростей нагре-
ва было обнаружено их влияние на релаксацию напря-
жений, хотя спустя 1 ч разница в уровнях напряжений
стала незначительной.
Рис. 30. Зависимость релаксации напряжений от ско*
рости нагрева
В указанных работах сделан вывод о целесообразно-
сти применения высоких скоростей нагрева при отпуске
сварных конструкций, так как не обнаружено отрица-
тельного влияния высокой скорости нагрева на релакса-
цию напряжений. Вероятно, можно считать, что умень-
шение скоростей нагрева до минимальных, встречающих-
ся на практике, порядка 30—50 град/ч, вряд ли может
заметно усилить процесс релаксации напряжений. Из
этого положения следует, что величина напряжения,
получаемая к моменту достижения определенной темпе-
ратуры, в основном зависит от свойств металла и уров-
ня начального напряжения и не находится в прямой за-
висимости от предела текучести металла при этой тем-
пературе. Большинство опытов было поставлено при
скоростях нагрева 300 град/ч (93]. Влияние скорости на-
грева и скорости нагружения при релаксации исследова-
лось также в работе [478].
69
. Рис .31. Релаксация напряжений от различного начального
уровня:
а—сталь 15Г2СМФ, состояние после отжига Тотп=600° С; б—сталь
15ГН4М, состояние после отжига Тотп=650° С; в—сталь 15ГН4М,
состояние после имитированного электрошлакового термического
цикла сварки 7'ОТП=600° С; г—сталь 30Х2ГМТ, состояние после от-
жига, 7,ОТП=600° С; б—сталь 30Х2ГМТ, состояние после имитиро-
ванного электрошлакового термического цикла сварки 7'0ТП—600°С;
С—то же, ГОТП~650°С; ж—СтЗ, состояние после нормализации
Т -500е С; з—СтЗ, состояние после закалки в воду Тотп—
-•=500° С
Влияние начального уровня напряжений. Величина
остаточных напряжений в сварных соединениях может
быть различной: от нулевых значений до предела теку-
чести металла. Поэтому релаксацию напряжений иссле-
довали от различных начальных уровней, обычно Ого =
=0,9от; Ого=0,6от; Ого = 0,3от, а также от других уров-
ней напряжений. Некоторые
результаты исследований пред-
ставлены на рис. 31. Релакса-
ция напряжений в стали 20
представлена на рис. 65, в ста-
ли СтЗсп — на рис. 54. На
рис. 32 представлены типич-
ные кривые релаксации напря-
жений, начинающиеся от раз-
личных начальных уровней, по-
лученные при схеме растяжения
Рис. 32. Релаксация напряжений от
различного начального уровня
[161]. Сталь следующего состава: 0,17% С; 0,33% Si;
1,48% Мп; 0,51 % Ni; 0,10% Сг; 0,14% Си; 0,17% V;
0,32% Мо перед испытаниями прошла нормализацию с
отпуском при выдержке в течение 5 ч при температуре
645° С, при комнатной температуре сталь имела предел
текучести 50 кгс/мм2. Уровни начальных напряжений
были приняты 1,0сгт, 0,75от и 0,5от. При испытаниях
скорость нагрева 100° С/ч, выдержка при температуре
Т=600°С 2 ч. На рис. 32 представлены результаты ис-
пытаний в виде кривых изменения напряжений как при
повышении температуры, так и при понижении; скорость
остывания 100° С/ч. Напряжения при остывании возра-
стают вследствие роста Е с понижением температуры.
Характерным во всех случаях является значительное
снижение напряжений в период нагрева, подобный ха-
рактер поведения наблюдается у кривых, начинающих-
ся от различных начальных уровней напряжений.
71
Влияние температуры отпуска. Назначать темпера-
туру отпуска следует, учитывая ряд обстоятельств. По-
вышение температуры отпуска сопровождается сниже-
нием пределов текучести и прочности стали, что обычно
является нежелательным при конструировании деталей
тяжелонагруженных машин, таких как детали прессов,
прокатного оборудования и др. Понижение температуры
отпуска приводит к недостаточному снятию остаточных
напряжений, неполному восстановлению пластичности
металла в зонах значительной концентрации пластиче-
ских деформаций при сварке. Выбор температуры отпус-
ка нередко является компромиссным и поэтому должен
основываться на точных данных в отношении процессов,
происходящих при отпуске.
На рис. 33 представлены кривые релаксации напря-
жений, идущих от начальных напряжений, близких к
пределу текучести металла (порядка 0,9от). По харак-
теру кривых релаксации напряжений можно заключить,
что снижение напряжений во время нагрева происходит
у сталей в отожженном состоянии наиболее значитель-
но при температурах выше 450—500° С, в то время как
в состоянии после имитированного электрошлакового
термического цикла сварки (т. ц. с.) наблюдается за-
метное падение напряжений уже при температурах выше
200—250° С. Кривые снижения напряжений в процессе
нагрева не имеют единого для всех сталей характера и
поэтому должны определяться экспериментально.
В табл. 4 приведены для сопоставления напряжения,
которые существуют в металле во время нагрева в мо-
мент достижения температур 500—650° С, наиболее ха-
рактерных для отпуска сварных конструкций.
В процессе выдержки при температуре отпуска на-
пряжения снижаются сравнительно медленно. Какого-
либо заметного ускорения релаксации в процессе вы-
держки при более высоких температурах отпуска не на-
блюдается.
Полного устранения напряжений для сталей
15Г2СМФ, 15ГН4М и 30Х2ГМТ при температурах 500—
650° С достичь не удается. В стали СтЗ при темпера-
турах 600—650° С напряжения снимаются практически
полностью (табл. 4).
Влиянию температуры отпуска на снижение напря-
жений уделялось большое внимание зарубежными ис-
следователями. В порядке осуществления общей про-
72
Рис. 33- Релаксация напряжений при различных темпера-
турах отпуска:
а—сталь 15Г2СМФ, состояние после отжига: б—сталь 15Г2СМФ, сос-
тояние после имитированного электрошлакового термического цик-
ла сварки; в—сталь 15ГН4М. состояние после отжига; г—сталь
15ГН4М, состояние после имитированного электрошлакового терми-
ческого цикла сварки; б—сталь 30Х2ГМТ, состояние после отжига;
е - сталь 30Х2ГМТ, состояние после имитированного электрошл а но-
вого термического цикла сварки; ж—СтЗ, состояние после нор-
мализации; з—СтЗ, состояние после закалки в воду
граммы исследований МИС многочисленные исследова-
ния выполнены на сплошных закрученных образцах, а
во Франции и Японии на растянутых образцах.
В качестве примера на рис. 34 представлены кривые
релаксации, полученные Танакой. Повышение темпера-
туры отпуска выше 500° С приводит к сильному сниже-
нию напряжений.
На рис. 35 представлены данные Г. Туммерса (доку-
мент МНС X—243—60) о степени релаксации иапряже-
Таблица 4
Сталь Предшествующая термическая обработка °<0’=0’9вт в кгс/мм2 Уровень достигну- той темпе- ратуры т в °C Величина жения температ абсолютное значение в кгс/мм2 напря- при УРе Т в % от g/0
15Г2СМФ Отжиг Т.ц.с. 41,7 41,7* 550 600 650 500 550 600 650 23,8 16,2 11,1 18,0 13,0 11,3 9,6 57 39 26 43 31 27 23
15ГН4М Отжиг Т.ц.с. 30,6 75 550 600 650 500 550 600 10,4 5,2 3,8 27,3 20,0 15,0 34,0 17,0 12,5 36,5 27,0 20,0
30Х2ГМТ Отжиг Т.ц.с. 35 80 550 600 650 500 550 600 650 11,9 8,2 7,0 22,7 19,5 12,4 9,1 34,0 23,5 20,0 29,0 24,0 15,5 11,5
СтЗ * Напряжен Нормализация Закалка в воду :ие соответствует 0,75-^. 17,2 33,0 500 600 500 600 3,7 1,7 8,6 1,2 22,0 10,0 26,0 3,6
74
ний, полученные на двух сталях после выдержки 0,5 ч (1)
и 20 ч (2) при соответствующей температуре. Процент
снижения напряжений подсчитывался по формуле
—----— 100% Л где То — начальное напряжение; тк—
то
Рис. 34. Релаксация напряжений при нагре-
ве образцов до различной температуры:
а—сталь А; б—сталь В (см. табл. 3)
'Таблица 5
Сталь Содержание элементов в % Механические свойства в кгс/мм2 Размер зерна по ASTM
С Сг Мо Мп Si ° 0,2 ав то
0,5Мо 0,18 0,1 0,4 0,43 0,33 31,5 50,3 13,7 7
1Сг—0,5Мо 0,16 0,76 0,51 0,52 0,35 39,3 57,2 17,0 7,5—8
75
напряжение после процесса релаксации. Состав и свой’
ства сталей приведены в табл. 5.
Влияние термопластического цикла сварки. В про-
цессе сварки, особенно электрошлаковой, металл около-
шовной зоны длительное время находится при высоких
температурах. При этом происходит рост зерна. Сравни-
тельно быстрое последующее охлаждение является при-
чиной, повышающей предел текучести стали. Металло-
графические исследования показали, что примененная
имитация злектрошлакового термического цикла сварки
вызывает существенное изменение микроструктуры
стали.
Рис. 35. Степень релаксации напряжений при
различных температурах:
а—сталь ОД Мо; б—сталь 1Сг — 0,5 Мо
На релаксацию напряжений влияет ряд факторов:
размер зерна, предел текучести стали, степень неравно-
весности структуры [89].
Сравнение результатов испытаний, представленных
на рис. 31, б—е, показывает, что различие в ходе кривых
наблюдается на стадии нагрева. К моменту достижения
Т = 600°С величина напряжений при одинаковых началь-
ных значениях Ого несколько выше у отожженных образ-
цов. Если же сравнивать кривые релаксации напряже-
ний, идущие от значений 0,9сгт, то вследствие большого
различия пределов текучести металла напряжения при
76
7=600° С у образцов, прошедших имитированный сва-
рочный цикл, существенно выше, чем у образцов в отож-
женном состоянии.
Рис. 36. Релаксация напряжений после пластической деформа-
ции 8г = 3% при Т—600° С:
л—сталь 15Г2СМФ после отжигка; б—сталь 30Х2ГМТ после отжига:
в—СтЗ; ф—без деформации, О—после деформации
В процессе сварки возникают пластические деформа-
ции. В зонах концентраторов пластические деформации
могут составлять величин}7 в несколько процентов и да-
же больше. Пластическая деформация может развивать-
ся как при высоких, так и при низких температурах. На
рис. 36 представлены результаты исследования влияния
пластической деформации, созданной при 7=500° С, на
релаксацию напряжений во время отпуска.
Пластическая деформация создавалась следующим
образом. Образец помещали в установку РПТ-3 и нагре-
вали до 7 = 500° С, затем с помощью механизма нагру-
жения кручением создавали пластическую деформацию
8г, равную 3%. В дальнейшем образец охлаждался вме-
сте с печью, находясь под нагрузкой, созданной во вре-
мя пластической деформации. Естественно, что в процес-
се охлаждения нагрузка несколько изменялась под вли-
77
янием релаксации и изменения G. После полного осты-
вания образца его разгружали, а затем испытывали на
релаксацию по обычной процедуре. Пластическая дефор-
мация существенно повышает релаксационную стойкость
металла при температурах до 500° С, но затем при Т>
>500° С скорость релаксации резко возрастает и разли-
чие в величине напряжений к моменту достижения Т=
= 600° С становится относительно небольшим.
Рис. 37. Релаксация напряжений после деформационного
старения:
а—сталь 15Г2СМФ в исходном состоянии после отжига; б—сталь
30Х2ГМТ в исходном состоянии после отжига; ® —без старения;
О —‘старение после пластической деформации 3%;---------------—
старение после пластической деформации Е,~10%
Аналогичное испытание на стали СтЗ (рис. 36, в)
показало, что ее релаксационная стойкость также замет-
но возросла, но процесс интенсивной релаксации начал-
ся при 7>400°С и заметно протекал при 7 — 500° С, ко-
гда осуществлялась выдержка.
Имитировали также деформационное старение при
7=250° С. Пластические деформации в 3% и 10%
создавали в образцах кручением при комнатной темпе-
ратуре, затем образцы выдерживали при 7=250° С в те-
чение 2 ч под нагрузкой. После остывания процедура
последующих испытаний была обычной.
На рис. 37 приведены результаты испытания двух
сталей в состоянии отжига, которые перед релаксацией
прошли деформационное старение. Несмотря на повыше-
ние релаксационной стойкости металлов при 7^400° С,
дальнейшая релаксация при 7>400°С проходила весьма
интенсивно, и к моменту достижения температуры отпус-
78
ка 600° С напряжения оказались ниже, чем в образцах
не прошедших деформационного старения.
На рис. 38 приведены результаты испытания двух
сталей в состоянии после имитированного электрошла-
кового термического цикла сварки, которые перед ре-
лаксацией прошли деформационное старение. До темпе-
ратуры примерно 350° С релаксация происходила слабо,
так же, как и в отожженных сталях (см. рис. 37). На-
пряжения в стали 15ГН4М при дальнейшем нагреве до
7 = 600° С сильно релаксировали и достигли примерно
того же уровня, что и в стали без деформационного ста-
рения. Сталь 15Г2СМФ, которая после термического
цикла сварки прошла деформационное старение, имела
значительно более высокие напряжения при 7 = 600° С.
Опыты В. В. Николаева * показали, что такое поведе-
ние стали 15Г2СМФ вызвано нестабильным состоянием
ее структуры после термического цикла сварки, а не
влиянием деформационного старения.
Рис .38. Релаксация напряжений после деформационного
старения сталей, прошедших перед старением имитирован-
ный электрошлаковый термический цикл:
а—сталь 15Г2СМФ; б—сталь 15ГН4М;-----------без старения; О —
старение после пластической деформации ez=3%:--------старение
после пластической деформации е,=10%
Г. Туммерс (документ МИС X—251—60) исследовал
влияние размера зерна на процесс релаксации напря-
жений на стали 1 Сг—0,5 Мо (см. табл. 5). Для искусст-
* В. В. Николаев. «Исследование релаксации напряжений в
сталях при различных режимах отпуска сварных соединений», дис-
сертация на соискание ученой степени кандидата технических наук,
Москва, 1968 г.
79
венного роста зерна сталь в состоянии после нормали-
зации прошла выдержку при Т= 1100° С в течение 3 ч с
последующим охлаждением на воздухе и отпуском при
600° С в течение 1 ч. Свойства при этом изменились:
ов = 61,9 кгс/мм2; суо,2 = 37,8 кгс/мм2; размер зерна по
ASTM 3 балла. Испытания на релаксацию проводили
при 7=450 и 650° С. Данные по степени снижения на-
пряжений в процентах приведены в табл. 6.
Таблица 6
Термическая обработка Размер зерна по ASTM Начальное напряжение то в кгс/мм3 Выдержка 0.5 ч Выдержка 20 ч
450 °C 650 °C 450 °C | 650 °C
Нормализация . . Искусственный 7/8 17,3 40 85 44 98
рост зерна . . . 3 16,4 33 80 36 90
17,3 33 75 39 86
На основании результатов испытаний был сделан вы-
вод о незначительном влиянии зерна на релаксацию на-
пряжений.
Оценивая в целом воздействие термопластического
цикла сварки на релаксационную способность сталей,
можно заметить, что она зависит от величины пластиче-
ской деформации, возникшей в процессе сварки, от ста-
бильности структуры металла после термического цикла
и температуры отпуска. В случае стабильной структуры
металла влияние термопластического цикла сварки не-
значительно, в случае нестабильной структуры в зоне
соединения остаточные напряжения после отпуска выше,
чем в основном металле.
Влияние повторного отпуска. Технология производ-
ства отдельных сварных конструкций включает в себя
промежуточный отпуск. Некоторые сваренные узлы та-
ких конструкций, прежде чем поступить на дальнейшую
сборку, проходят отпуск. Особенно часто указанная по-
следовательность изготовления встречается при произ-
водстве сварных конструкций из элементов большой
толщины или в случае опасности образования холодных
трещин при промежуточных операциях сварки. Некото-
рые части сварной конструкции при этом подвергаются
отпуску 2—3 раза. Так как сварные швы могут прохо-
80
дить вблизи ранее заваренных и отпущенных соедине-
ний, то не исключено, что в металле этих соединений
при последующем отпуске произойдет повторная релак-
сация. Иногда на сварку поступают элементы, предва-
рительно термически обработанные и прошедшие отпуск.
После сварки отпуск повторяется с целью уменьшения
возникших собственных напряжений.
Исследования на повторную релаксацию обнаружи-
ли повышение релаксационной стойкости металла [29,
91]. При повторных испытаниях одного и того же образ-
ца в тех же, что и при первом испытании, условиях ре-
лаксация идет медленнее. Степень релаксационного
упрочнения зависит от уровня начальных напряжений и
сильнее проявляется при меньших напряжениях, а так-
же от температуры релаксационного испытания, при этом
максимальное упрочнение происходит при температурах
релаксации 500—650° С и зависит от марки стали. Эти
результаты получены, во-первых, в условиях релаксации
при постоянной температуре, во-вторых, при длительных,
исчисляемых в сотнях и тысячах часов выдержках. От-
пуск сварных конструкций протекает в иных условиях
как в отношении времени выдержки, так и в отношении
постоянства температуры — стадия нагрева сварных
конструкций практически является основной в процессе
снижения собственных напряжений, а происходит она
при переменной температуре.
Исследования, которые были проведены на повтор-
ную релаксацию при переменной температуре после
кратковременной (в течение 2 ч) выдержки на сталях
15Г2СМФ, 15ГН4М и 30Х2ГМТ, в общем подтвердили
установленные ранее закономерности при длительных
выдержках и постоянных температурах. На рис. 39, а —
в в качестве примера приведены результаты испытаний
на стали 30Х2УМТ в состоянии после отжига. При более
низкой температуре (рис. 39, в) и более низком началь-
ном напряжении (рис. 39, б) релаксационное упрочне-
ние обнаруживается сильнее.
На стали 15ГН4М после отжига при повторной ре-
лаксации упрочнение почти не проявилось. Третье испы-
тание на стали 15Г2СМФ в состоянии после отжига
практически не обнаружило отличия релаксационной
стойкости металла по сравнению с релаксационной стой-
костью во втором испытании.
Изменение релаксационной стойкости металла в зна-
81
чительной мере зависит от стабильности структуры ме-
талла перед первым испытанием. На рис. 39, г, д при-
ведены результаты релаксационных испытаний двух ста-
Рис. 39. Повышение релаксационной стойкости металла при
повторном испытании:
а—в—сталь 30Х2ГМТ; г—сталь 15Г2СМФ; д—сталь 15ГН4М; ф—пер-
вое испытание; О—второе испытание;-----------испытание после
стпуска без нагрузки при 7’ОТП=600°С .выдержка 2 ч
лей после имитированного электрошлакового
термического цикла сварки. Если сталь 15ГН4М (рис.
39, д) показала относительно небольшое возрастание
релаксационной стойкости металла при повторном испы-
тании, то сталь 15Г2СМФ (рис. 39, г) обнаружила весь-
82
ма значительное повышение релаксационной стойкости.
Это повышение не следует относить только за счет пла-
стической деформации металла при первом испытании,
потому что образец, прошедший после сварочного тер-
мического цикла отпуск без какой-либо нагрузки и пла-
стической деформации, также показал при повторном
Рис. 40. Влияние перерыва в релаксационном испытании на
дальнейший ход процесса:
«—перерыв без разгрузки
Г, 3—испытание металла в
образца; б—перерыв с разгрузкой образца;
исходном состоянии; 2— повторное испытание
после перерыва
отпуске (но уже под нагрузкой во время испытания на
релаксацию) значительное повышение релаксационной
стойкости (штриховая кривая на рис. 39, г). Существен-
ным при суждениях о релаксационной стойкости метал-
ла при повторных испытаниях является уровень напря-.
жений повторного испытания по сравнению с уровнем
напряжений первого испытания, а также условия пере-
хода ко второму испытанию — с разгрузкой образца или
без его разгрузки. Последний случай относится к пере-
рыву релаксационного испытания.
Опыты на кольцах Одинга свидетельствуют, что пе-
рерывы в релаксационном испытании не влияют на даль-
нейший ход кривой релаксации (28]. Но эти опыты были-
поставлены на образцах, которые разгружались перед
повторным испытанием, а затем вновь нагружались до
достигнутого перед этим уровня напряжений. На рис. 40
представлены результаты испытаний при переменной
температуре, выполненные на установке РПТ-3. В пер-
83
вом опыте (рис. 40, а) испытание на релаксацию было
прервано через 4 ч в точке D, образец охлаждался в
установке при постоянном угле закручивания, и к мо-
менту полного остывания состояние соответствовало
точке Ск. Затем образец без предварительной разгрузки
и нагрузки от точки Со вновь был испытан на простую
релаксацию. К моменту нагрева до Т=500°С (точка Е)
уровень напряжений был близок к уровню напряжений
в точке D, когда было прервано испытание. Участок ЕЕ
практически оказался продолжением кривой от точки D.
Перерыв в релаксации, если он не сопровождался изме-
нением полной деформации (при незначительном изме-
нении напряжений во время охлаждения вследствие из-
менения G), не изменял дальнейшего хода кривой.
Во втором опыте (рис. 40, б) испытание также было
прервано в точке D, а остывание завершилось в точке
Ск. Однако перед повторным испытанием образец был
разгружен, а затем вновь нагружен напряжением, со-
ответствующим точке Ск. Испытание на простую релак-
сацию на участке СЕ дало в точке Е при Т=500° С не-
сколько меньшие напряжения, чем в первом опыте. Но
это изменение практически можно считать малосущест-
венным. Участок ЕЕ являлся как бы продолжением кри-
вой за точкой D с некоторым смещением вниз. Совер-
шенно иной результат получен на образце, который был
испытан на простую релаксацию от точки С без каких-
либо предварительных испытаний. Кривая СН проходит
значительно ниже кривой СЕ- Из этого опыта можно
сделать вывод, что релаксационное упрочнение наиболее
сильно сказывается в том случае, если уровень напря-
жения при повторном нагружении совпадает с напряже-
нием окончания первого процесса. Перерывы в испыта-
нии на релаксацию не влияют существенно на результа-
ты, если даже перерыв сопровождается разгрузкой
образца.
ЗАКОНОМЕРНОСТИ РЕЛАКСАЦИИ
НАПРЯЖЕНИЙ
Кривые простой релаксации, полученные при терми-
ческом цикле отпуска, могут быть использованы по раз-
личному назначению. Во-первых, они могут явиться экс-
периментальной основой для расчета многоосных полей
напряжений с помощью расчетного метода (см. гл. IV).
84
Во-вторых, по характеру их поведения и величине мож-
но приблизительно судить о степени снижения собст-
венных напряжений после отпуска в соединениях с од-
ноосными и двухосными напряжениями. В-третьих, по
результатам испытаний на релаксацию можно подобрать
оптимальные режимы отпуска для различных сталей и
сплавов.
Во всех указанных случаях целесообразно ограни-
читься наименьшим объемом экспериментальных иссле-
дований для получения необходимой информации. Этого
можно достичь, обобщив полученные результаты путем
математической аппроксимации кривых простой релак-
сации.
Стадия нагрева. Обработка большого числа кривых
простой релаксации на участке нагрева показала, что
какой-либо общей для всех металлов зависимости изме-
нения напряжения от температуры найти не удается.
В качестве примера на рис. 41 представлены зависимо-
сти (Tr=f(tfo) для сталей трех марок. Тем не менее в ре-
зультате анализа хода кривых удалось выделить неко-
торые характерные виды кривых и провести их схема-
тизацию с целью использования в расчетах релаксации
напряжений. Для числовых расчетов необходима ап-
проксимация хотя бы кусочно-непрерывной функцией
для ввода данных в ЦВ/М.
Простейшей схематизацией кривых является пред-
ставленная на рис. 42, а. На участке ОВ имеется линей-
ная зависимость
5Т —(22)
где от — напряжение при некоторой температуре Т;
k — коэффициент пропорциональности, зависящий
от температуры;
По — начальное напряжение.
Максимальное напряжение оПр после периода релак-
сации меньше предела текучести оТ/ при данной темпе-
ратуре. При таких соотношениях между от и о0 можно
выделить падение напряжения Actg, вызванное измене-
нием модуля упругости при переходе от То к Т, и паде-
ние напряжения ДсгПл, вызванное пластической дефор-
мацией. Линия 00[ соответствует случаю, когда AoG=0
и Д(тПл = 0. Пластическая деформация, равная ,
Е
85
на участке О В является линейной функцией начального
напряжения оо. На участке ВС зависимость ДоПл от ою
Рис. 41. Зависимость от от (70 в момент достижения определенной
температуры:
/—350° С; 2—450е С: 3—550° С; 4—600° С; 5—650° С; а—сталь 15Г2СМФ после
отпуска; б—сталь 15Г2СМФ после термического цикла сварки; в—сталь 15ГН4М
после отжига; г—сталь 15ГН4М после термического цикла сварки; б—сталь
30Х2ГМТ после отжига; е—сталь 30Х2ГМТ после термического цикла сварки
также является линейной, но с другим коэффициентом
пропорциональности. В большинстве случаев участок
ВС отсутствует, точка С совпадает с точкой В. Это оз-
86
начнет, что кривые релаксации, идущие от высоких
уровней, близких к <тТо, не сливаются, а идут раздельно.
В расчетном методе (гл. IV) используется отношение
Х=— . График зависимости X от сг0 Для этого случая
°о
представлен на рис. 42, б. Эти схематизированные зави-
симости близки к кривым, представленным на рис. 41, б
и 41, а для сталей 15Г2СМФ и 15ГН4М.
Более точное проведение кривых по точкам на рис.
41, в, а и е показывает, что они не приходят в начало
координат. Таким кривым соответствует схема на
рис. 42, в. Эта схематизация означает, что напряжения
меньше под изменяются только вследствие уменьшения
модуля упругости G, а пластическая деформация равна
нулю. На участке АВ
от = 07:(23)
Величина % изменяется в соответствии с кривой на
рис. 42, г.
На рис. 41, д имеются кривые, характер которых
представлен на рис. 42, д. Величина пластической де-
, Да1Т1
формации изменяется нелинейно в зависимости
от о0. В ряде случаев при графическом построении %
в функции оо обнаруживается линейная зависимость X
от do на участке ОВ (рис. 42,е):
X=k~c^ (24)
что соответствует следующей зависимости от от по'
°т---^*0
(25)
В более сложных случаях возможна аппроксимация
участка ОВ (рис. 42, д) зависимостью
--6^0,
(26)
где п>1.
Первый член формулы (26) описывает прямую ОВ',
образующую с прямой ОО{ угол, соответствующий изме-
87
нению G на AG, а второй член — приращение пласти-
ческой деформации ДаПл- Формула (26) может оказать-
ся удобной при рассмотрении приращения напряжений
Дц за период времени At от t\ до t2. Если из полного
приращения До за время At вычесть приращения AaG,
вызванные изменением G, то будут получены прираще-
88
ния ДсУпл, вызванные протеканием пластической дефор-
мации
До—(27)
Логарифмируя, получим уравнение прямой линии в
координатах In (До—Д<у&) и 1по0, что позволит легко
найти с и и:
In (до — доо) = In с+п In 50- (28)
Стадия выдержки. Продолжительность стадии вы-
держки при отпуске является одним из основных пара-
метров, который обычно регламентируется в руководя-
щих материалах и инструкциях по назначению отпуска.
Полагают, что от продолжительности выдержки сущест-
венно зависит уровень остаточных напряжений после от-
пуска, хотя это далеко не так. Представляется целесо-
образным найти математическую аппроксимацию кри-
вых релаксации на стадии выдержки с тем, чтобы
получить возможность в некоторой степени прогнозиро-
вать ход кривых.
Для экстраполяции результатов на большие продол-
жительности выдержки удобно использовать систему ко-
ординат, при которой получается линейная зависимость.
Для температур испытаний 500—750° С для различных
низкоуглеродистых и низколегированных сталей при
различных уровнях начальных напряжений и
^>3000 ч приемлемой оказались системы координат
1g сг—lg t и о—lg t [138]. Имеются также и другие пред-
ложения о системе координат для экстраполяции резуль-
татов испытаний [11, 34].
При обработке полученных экспериментальных кри-
вых в пределах выдержки 10 ч, что является обычным
для режимов отпуска, В. В. Николаев и автор предло-
жили представлять результаты испытаний на стадии вы-
держки в двойных логарифмических координатах
In о— In (где t0— постоянная времени, принятая
zo
при обработке результатов равной 10 мин, t — время
выдержки в минутах, отсчитываемое от момента дости-
жения температуры отпуска). На рис. 43 представлены
некоторые результаты испытаний в указанных коорди-
89
натах. Экспериментальные точки ложатся на прямую
линию.
Уравнение прямой линии запишется так:
lnaz = lna0B + pinZ-±^, (29)
to
где at — напряжение в период выдержки при времени
оов ;—напряжение в начале выдержки при 0;
Рис. 43. Релаксация напряжений в процессе выдержки:
а—сталь 15ГН4М; 1 и 2—после имитированного электрошлакового тер-
мического цикла сварки, 7=600° С; 3—8—после отжига: 3, 4—7=550° С;
5, 6—7=600° С; 7, 6—7=650° С; б—сталь 15Г2СМФ; /—б—после отжига;
1, 5—7=550° С; 2—4—7=600° С; 6—7=650° С; 7—9—после имитированного
электрошлакового термического цикла сварки: 7, 6—7=600° С; 9—Т=
=650° С; в—сталь 30Х2ГМТ; /, 2, 7—«5—после имитированного термиче-
ского цикла сварки; /, 2—7=600° С; 7—9—7=650° С; 3—6—после отжига;
7=600° С; г—сталь СтЗ, 7=500° С; 1, 2 — после закалки; 3, 4—после.
нормализации
Р — тангенс угла наклона прямой в координатах
In - In -.
io
Для стали одной марки при конкретном ее состоянии
и одинаковой температуре прямые идут параллельно от
различных начальных напряжений сгов, что указывает на
90
постоянство ip для семейства релаксационных кривых,
снятых от разных уровней начальных напряжений.
Потенцируя равенство (29), находим
°Z = SOb
\ to / \ *о/
(30)
В табл. 7 приведены числовые значения р для иссле-
дованных сталей. Испытания сталей, прошедших дефор-
мационное старение или высокотемпературную пласти-
ческую деформацию, показали, что кривые простой ре-
лаксации также подчиняются уравнению (30). Проведем
анализ уравнения (30). Определим скорость изменения
„ dot
напряжении — , которая для простои релаксации на-
dr
пряжений при постоянной температуре связана со ско-
ростью пластической деформации следующей зависи-
мостью:
(31)
(It dt v
Таблица 7
Сталь Предшествующая термообработка Температура отпуска (вы- держки) в °C ₽ при t0 —10 мин
15Г2СМФ Отжиг 550 —0,073
600 —0,080
650 —0,120
Т.ц.с. 600 —0,058
15ГН4М Отжиг 550 —0,160
600 —0,185
650 —0,082
Т.ц.с. 600 —0,082
30Х2ГМТ Отжиг 550 —0,062
600 —0,081
Т.ц.с. 600 —0,108
650 —0,165
СтЗ Нормализация 500 —0,160
Закалка в воду 500 —0,175
Дифференцируем выражение (30) по t и исключаем
из него оов, используя зависимость (30):
91
d°t - й 1 Л + ^oV-1.
dt t + t0
Используя уравнения (31) и (33), находим
^ЕПЛ _ _0 Р
dt ‘ E(t + t0) ‘
(32)
(33)
(34)
Если провести аналогию с теорией течения [79], где
dt
то получим из (34) n= 1, а В—----------.
Е (t ~г /о)
Проверка справедливости уравнения (30) производи-
лась в пределах до 10 ч. Считать, что эта зависимость
сохраняет свою силу при больших значениях t, напри-
мер более 50—100 ч, нет оснований. Но для значений
^204-30 ч, которые могут быть использованы при от-
пуске конструкций, она может применяться для анализа
закономерности релаксации напряжений. При Т=6004~
650° С величина р для исследованных сталей находится
в пределах от —0,06 до —0,18. Это указывает на беспо-
лезность длительных выдержек при отпуске. Например,
при ,р = —0,11 выдержка в течение 3 ч понижает напря-
жение, достигнутое к концу нагрева, на 28%, а выдерж-
ка в течение 30 ч — на 44%. Дополнительная выдержка
в 27 ч обеспечивает дополнительное снижение напряже-
ний всего на 16% по сравнению с достигнутыми в конце
нагрева. Если принять во внимание, что к концу нагрева
напряжения составляют около 20—30% от начального
уровня, то дополнительная выдержка в течение 27 ч да-
ет снижение напряжения всего лишь на несколько про-
центов. В практическом отношении оправдана выдержка
в течение 2—3 ч после окончания стадии нагрева. Тре-
бование полного снятия напряжения в таких случаях во-
обще невыполнимо. При необходимости достигнуть более
существенного понижения напряжений следует повышать
температуру отпуска. Повышение температуры отпуска
на 50° дает эффект, соизмеримый с эффектом, получае-
мым при продолжительностях выдержки, равных многим
десяткам часов.
92
Имеются и другие предложения по математическому
описанию стадии выдержки с помощью различных за-
висимостей (см., например, документ МИС X—250—60,
автор Г. Туммерс, и документ X—568—70, автор И. Та-
нака).
В ряде работ ссылаются на зависимость Ларсона —
Миллера, связывающую линейно степень релаксации
напряжений с° ~ — с параметром T(C-FlogioO (где
со
Т — температура в градусах Кельвина; С — коэффици-
ент, различный для разных материалов; t — время).
В работе [161] указано, что такое соотношение допуска-
ется нормами ASME и подтверждено Бельгийским ин-
ститутом сварки [168].
Заслуживают внимания конкретные эксперименталь-
ные данные о степени релаксации напряжений, получен-
ные на стадии нагрева и выдержки (документ МИС
X—244—60). Табл. 8 приведена для ориентировочного
определения степени релаксации напряжений в процен-
тах для стали 1Сг—0,5Мо, химический состав которой
дан в табл. 5, и для стали 5Сг—1Мо, состав которой
примерно следующий: 0,09—0,12% С; 0,3—0,4% Si;
0,3—0,5% Мп; 5,0—5,5% Сг; 0,4—0,55% Мо. Последняя
сталь после отжига при 880—900° С имеет свойства:
(7о,2 = 2О-4-28 кгс/мм2; ов = 494-58 кгс/мм2; 6 = 28-4-30%, а
после специальной термической обработки Со;2 = 5О~
52 кгс/мм2; Ов = 61-4-62 кгс/мм2; 6=17%.
Таблица 8
Сталь Термообра- ботка Выдер- жка в ч Температура в °C
500 550 600 650 700
1 Сг—0,5Мо Нормализа- ция с 920 °C 0,5 20 35 50 50 60 60 70 75 80 90 100
5Сг—1Мо Специальная термообра- ботка 0,5 20 50 75 70 90 85 95 100 100 —
5Сг—1 Мо Отжиг 0,5 20 40 (50 50 70 65 80 80 90 90 100
Весьма ценные данные для ряда сталей имеются в
работе [161]. Некоторые из них приведены ниже. В табл. 9
93
дан химический состав исследованных сталей (в %),
а в табл. 10 указаны режимы термической обработки и
начальные напряжения, примерно равные пределу теку-
чести сталей (Н — нормализация, охлаждение со скоро-
стью 200—300° С/ч, отпуск выбирался из условия полу-
чения лучших механических характеристик; 3 — закал-
ка, которая была применена в одном случае). Нагрев и
охлаждение образцов при испытаниях в установке осу-
ществлялись со скоростью 100 град/ч.
Таблица 9
Сталь с Si Мп Ni Сг Си V Мо
А 0,135 0,19 1,19 0,06 0,05 0,18 0,01 0,02
В 0,125 0,23 1,22 0,17 0,11 0,11 0,06 0,52
С 0,135 0,15 1,10 0,41 0,08 0,06 0,05 0,45
D 0,145 0,26 1,31 0,60 0,10 0,10 0,06 0,55
Е 0,185 0,16 1,65 0,06 0,05 0,02 0,06 0,45
F 0,15 0,26 1,00 0,57 0,17 0,07 0,01 0,43
G 0,22 0,19 1,35 0,49 0,36 0,02 0,01 0,21
Н 0,17 0,33 1,48 0,51 0,10 0.14 0,17 0,32
I 0,16 0,27 1,47 0,55 0,04 -0,02 0,14 0,33
J 0,125 0,44 1,47 1,45 0,05 0,05 0,10 0,31
К 0,16 0,34 1,22 1,15 0,29 0,89 0,01 0,31
L 0,14 0,16 0,61 — — — — 0,47
М 0,125 0,26 0,96 0,24 0,80 — — 0,36
N 0,12 0,38 0,55 0,30 2,18 — — 0,92
О 0,17 0,25 0,43 0,34 2,28 0,08 — 1,01
Р 0,15 0,5 0,3—0,6 — 4—6 — — 0,45
Q 0,11 0,21 0,48 3,51 0,15 — — 0,65
Имеются многочисленные результаты по испытаниям
на релаксацию при постоянной температуре, когда ста-
дия нагрева отсутствовала. Однако в большинстве слу-
чаев они получены при температурах, не характерных
для режимов отпуска, а отвечающих условиям эксплуа-
тации. Кроме того, начальный участок кривых релакса-
ции порядка нескольких часов, как правило, не может
быть использован из-за принятых масштабов изобра-
жения.
Проводили испытания при постоянной температуре
специально для определения температур отпуска [65,
111]. Полезные результаты приведены в документе МИС
X—290—62 (автор Д. Вуд) по релаксации напряжений
в кремнемарганцовистых, хромомолибденомарганцови-
94
Таблица 10
Сталь Термическая обработка Темпера- тура выдержки в °C Продолжи- тельность выдержки В <1 Начальное напряжение а0^а0,2 в кгс/мм3 Степень релаксации —100% с0
н 550 2 39,0 67
А 600 2 91
Н + 5 ч при 640 °C 550 2 75
600 2 35,0 93
Н 550 2 61
В 600 2 24,7 68
Н 4- 5 ч при 635 °C 550 2 70
600 2 36,8 68
Н 550 2 34,4 58
С 600 2 72
Н -Ь 5 ч при 640 °C 550 2 36,6 56
600 2 69
Специально не 500 1 57,0 35
термообраба т ы ва- 5 56,4 41
лась 25 57,2 47
Н -|- отпуск 600 1 56,3 68
D 5 56,5 79
25 58,0 81
625 1 58,0 82
5 58,7 82
25 58,6 90
Н 550 2 47,0 69
Е 600 76
Н 4- 5 ч при 640 °C 550 2 52,0 68
600 79
Н 550 2 22,6 72
F 600 82
Н 4- 5 ч при 640 °C 550 2 39,0 72
600 82
Н 550 2 41,1 81
G 600 88
Н 4- 5 ч при 620 °C 550 2 40,6 75
600 88
95
Продолжение табл. 10
Сталь Термическая обработка Темпера- тура выдержки в °C Продолжи- тельнось выдержки в ч Начальное напряжение с0~°0,2 в кгс/мм-9 Степень релаксации 100% °0
н 550 2 38,2 60
н 600 70
Н 4- 5 ч при 645 °C 550 2 50,0 60
600 70
Н 550 2 41,0 70
I 600 68
Н 4- 5 ч при 640 °C 550 2 48,4 80
600 77
Н 550 2 43,0 76
J 600 80
Н 5 ч при 640 °C 550 2 49,0 64
600 77
Н 550 2 40,0 78
к 600 75
Н 4- 5 ч при 640 °C 550 2 53,0 84
600 78
т Н 560 47
JL 610 1 33,0 65
650 73
Н 550 55
600 1 34,0 82
м 650 91
Н 4- 4 ч при 725 °C 550 1 67
600 1 33,0 79
610 5 85
н 550 55
605 1 41,0 69
N 650 83
Н 4- 4 ч при 725 °C 550 1 54
605 1 37,0 69
650 1 76
650 5 79
96
Продолжение табл. 10
Сталь Термическая обработка Темпера- тура выдержки в °C Продолжи- тельность выдержки в ч Начальное напряжение с0~а0,2 в кгс/мм3 Степень релаксации юо% с0
3 -}- 4 ч при 680 °C 580 2 63
610 2 72
О 610 24 59,0 81
650 3 76
650 24 89
500 1 47
550 1 44,0 59
р Н + 4 ч при 725 °C 605 1 77
605 5 10,0 76
675 1 44,0 79
Н 435 54
500 1 29,0 75
545 84
Q Н Ч- 4 ч при 625 °C 410 40
440 1 37,0 72
500 75
510 5 79
стых и хромомолибденованадиевых сталях; образцы
нагружались при высокой температуре до деформации
0,15%- Имеются результаты для котельных сталей, по-
лученные на сплошных закрученных образцах [144, 157].
Стадия остывания. На стадии остывания напряжения
при постоянных деформациях возрастают. Это объяс-
няется увеличением модуля упругости G при понижении
температуры. Однако, как показали измерения, напря-
G2q
жения не возрастают пропорционально отношению —
CfT
(где G20 — модуль упругости при Т = 20° С, GT — модуль
упругости при температуре отпуска Т).
В табл. 11 приведены результаты экспериментов по
определению напряжений после остывания ок. Они даны
в сопоставлении с напряжениями в конце отпуска
Приведены также начальные напряжения Оо.
То, что остаточные напряжения после полного осты-
вания не соответствуют вычисляемым по отношению мо-
дулей упругости, можно объяснить релаксацией напря-
жений в процессе остывания. С целью определения
97
Таблица 11
Темпе- ратура отпуска в °C ао в кгс/мм2 Gt к в кгс/мм2 ск в кгс/мм2 Qi к °к Темпе- ратура отпуска в °C В кгс/мм2 к в кгс/мм2 GK в кгс/мма с/ к ск
Сталь 15Г2СМФ после Сталь 15ГН4М после ими-
отжига тированного электрошлакового
термического цикла
550 41,7 16,6 18,2 0,912 500 75,5 7,0 8,8 0,795
550* 41,7 19,0 22,2 0,850 600 75,5 10,0 13,3 0,850
550 28,0 12,3 14,4 0,860 600 75,5 11,0 13,6 0,820
550* 28,0 20,0 23,5 0,850 600 50,0 7,0 8,8 0,795
600 41,7 8,8 10,5 0,838 600 50,0 7,3 8,5 0,860
600* 41,7 10,6 12,6 0,840 600 25,0 2,0 2,5 0,800
600** 41,7 11,4 13,7 0,830
600 28,0 8,0 9,2 0,870 Сталь 30Х2ГМТ после отжига
600* 28,0 11,2 13,5 0,830 8,3
600 28,0 10,1 12,4 0,815 550 35 9,8 0,846
600 14,0 3,8 4,2 0,910 550* 35 11,4 14,0 0,815
650 41,7 5,7 7,1 0,800 550 21 8 9,1 0,880
650 28,0 4,3 5,6 0,780 600 35 5,7 7,0 0,815
-600 21 4,7 5,9 0,860
600* 21 6,7 7,8 0,840
Сталь 15Г2СМФ ' послеТими-
тированного электрошлакового Сталь 30Х2ГМТ после ими-
термического цикла тированного термического
цикла сварки
500 80 19,3 22,4 0,860
600 45,9 9,75 11,5 0,850 500 80 18,4 20,6 0,893
600 41,7 8,3 9,8 0,850 600 80 7,8 10,1 0,760
600* 41,7 8,6 10,0 0,860 600 54 5,8 7,5 0,773
600 31,6 6,1 7,2 0,846 600 25,5 2,3 3,0 0,750
600 80 7,5 9,7 0,780
650 80 2,4 3,3 0,725
Сталь 15ГН4М после 650 650 54 25 2,1 1,5 2,8 2,1 0,750 0,701
отжига
Сталь СтЗ после
550 31,5 4,8 6,0 0,800 нормализации
550 550 600 600 30,6 25,5 30,5 25,5 4,6 3,8 1,7 1,7 5,9 4,7 2,2 2,15 0,785 0,810 0,780 0,792 500 500 500 17,0 12,2 6,0 2,0 1,7 0,9 2,15 1,90 0,95 0,930 0,895 0,950
600 25,5 2,1 2,7 0,785 Сталь СтЗ после
650 25,5 0,725 1,0 0,725 закалки в воду
650 25,3 1,05 1,5 0,700 500 4,3 4,5 4,5 0,960
500 25,8 3,3 3,5 0,950
500 11,0 1,6 1,7 0,950
* Испытание второй раз предыдущего образна.
** Испытание третий раз предыдущего образца.
98
влияния релаксации при остывании на уровень остаточ-
ных напряжений некоторые образцы перед остыванием
разгружались и остывали в ненагруженном состоянии.
Затем их закручивали на тот же угол, который они име-
ли перед разгрузкой. Остаточные напряжения в этом
случае заметно превосходили уровень, который дости-
гался в образцах, остывавших под нагрузкой. Конечно,
в опытах с остыванием без нагрузки не исключено влия-
ние обратного последействия. Результаты этих испыта-
ний представлены в табл. 12.
Таблица 12
Температура отпуска в °C g0 в кгс/ммя с/к в кгс/мм2 ак в кгс/мм2 g/ к °к
Сталь 15ГН4М после отжига
600 30,5 1,6 3,1 0,53
600 30,5 2,1 4,0 0,525
650 30,5 1,17 2,9 0,40
Сталь 30Х2ГМТ после i имитированного электрошлакового
термического цикла сварки
650 | 54,0 1 23 1 3,9 0,54
Сталь СтЗ после нормализации
500 | 17,0 | 1.9» 2,85 | 0,685
ГЛАВА IV
РАСЧЕТНЫЙ МЕТОД ОПРЕДЕЛЕНИЯ
НАПРЯЖЕНИЙ ПРИ ОТПУСКЕ
Кривые простой релаксации, снятые при термическом
цикле отпуска, дают представление об общей законо-
мерности снижения одноосных напряжений. В сварных
конструкциях, особенно из массивных элементов, оста-
точные напряжения оказываются трехосными. Релак-
сация таких полей напряжений происходит иначе, чем
одноосных. Четкого представления о релаксации собст-
венных объемных напряжений раньше не имелось. На-
ряду с утверждениями, что трехосные равноосные поля
почти не релаксируют, имелись работы [154], в которых
экспериментальным путем обосновывалась точка зрения
о полном снятии трехосных растягивающих напряжений.
Проведенные нами исследования показали, что обе вы-
шеприведенные точки зрения, являясь крайностями, не
выражают действительного положения. Для изучения
сложных вопросов релаксации многоосных напряжений
необходимо использовать теоретические методы.
Расчетное определение собственных напряжений в
процессе отпуска представляет собой задачу, относящую-
ся к теории ползучести. Принципиально напряжения в
указанном случае можно было бы исследовать, привле-
кая аппарат иеустановившейся ползучести. Однако к
этому есть существенные препятствия, которые заклю-
чаются в следующем.
Разработанные технические теории ползучести бази-
руются на результатах определения кривых ползучести
при постоянной температуре, когда полная деформация
образца непрерывно меняется, а напряжение сохраняет-
ся постоянным. Технические теории ползучести стремят-
ся предложить такие функциональные зависимости меж-
ду отдельными параметрами, чтобы математический
аппарат достаточно хорошо описывал как процессы пол-
зучести, так и процессы релаксации [77]. Ввиду широкого
100
диапазона изменения величины пластической деформа-
ции отдельные теории ползучести дают хорошее совпа-
дение с экспериментом при одних условиях и менее точ-
ное при других. Можно даже в определенной мере ут-
верждать, что чем более широкий круг задач стремится
охватить теория, тем она сложнее и тем труднее обеспе-
чить одинаково хорошее совпадение расчета с экспери-
ментом. В особенности это относится к области изменя-
ющихся температур, когда появление еще одной пере-
менной существенно усложняет математический аппарат.
В настоящее время наиболее развиты методы реше-
ния задач для случаев, когда температура постоянна, а
нагрузки не изменяются во времени. Процесс изменения
напряжений, происходящий в деталях при отпуске, зна-
чительно отличается от этих условий. Во-первых, про-
цесс идет при переменной температуре и не может быть
отнесен к категории установившихся. Во-вторых, напря-
жения существенно изменяются во времени, в то время
как полные деформации почти постоянны, и поэтому
процесс близок к простой релаксации.
Предлагаемый метод предназначен для расчетов в
случае малых пластических деформаций, обычно менее
или около ет= —.Метод претендует на охват более уз-
Е
кого круга задач, но позволяет исследовать процессы
при переменной температуре, для которых разработка
достаточно универсальной теории представляет серьез-
ные трудности.
ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ РАСЧЕТНОГО МЕТОДА
Между ползучестью в деталях и чистой ползучестью
при одноосном растяжении есть много общего. Точно
так же между релаксацией в деталях и простой релак-
сацией существует сходство в протекании ряда явлений.
Релаксация собственных напряжений в деталях слабо
отклоняется от простой релаксации. Максимальная ве-
личина пластической деформации, возникающей за весь
период процесса, близка к ет, что характерно также и
для простой релаксации. Одним из основных отличий
рассматриваемого расчетного метода является использо-
вание в качестве первичных характеристик свойств
металла семейства кривых простой релаксации. Это сде-
лано потому, что при использовании кривых простой
релаксации для расчета релаксации напряжений в де-
101
талях несовершенства той или иной гипотезы, прини-
маемой для описания зависимости между переменными,
будут проявляться в значительно меньшей степени, чем
при использовании кривых ползучести для расчета ре-
лаксации напряжений.
Другим весьма существенным элементом всякого рас-
четного метода в теории ползучести является выбор пе-
ременных и формулировка функциональной зависимости
между ними. Имея в виду, что решаемые предлагаемым
методом задачи относятся преимущественно к таким, в
которых рассматриваемый процесс слабо отклоняется от
простой релаксации, функциональная связь устанавлива-
ется не между деформациями и их скоростями, а между
напряжениями и скоростями изменения напряжений.
Благодаря незначительному изменению полных дефор-
маций при отпуске процесс весьма близок к простой
релаксации. Перераспределение напряжений, связанное
с нарушением постоянства деформаций, является допол-
нением к основному процессу изменения напряжений в
условиях простой релаксации.
Согласно данному методу предполагается, что при
определенном законе изменения температуры во време-
ни между скоростью изменения эквивалентного напря-
жения по времени а7-, текущим эквивалентным напряже-
нием гл- и временем t существует постоянная зависи-
мость
Ф(а.;3.;/) = О. (35)
Если использовать т0Кт, то
ток; 0=0. (35а)
Принятое предположение близко при переменной
температуре к предположению, принятому в теории те-
чения, и совпадает с ним в случае постоянной темпера-
туры. Действительно, в условиях простой релаксации
при постоянной температуре
супр+&ил °пл const. (36)
Дифференцируя по времени уравнение (36), нахо-
дим
1 da _____ йГепл
E‘dt~~ ~~dT '
(37)
102
Правая часть уравнения (37) представляет собой
скорость пластической деформации , которая в дан-
dt
ном случае совпадает со скоростью изменения напряже-
ния. Как известно, в теории течения предполагается,
что при определенной температуре между скоростью
пластической деформации, напряжением и временем
существует постоянная зависимость.
При переменной температуре в условиях простой
релаксации скорость пластической деформации не сов-
падает со скоростью изменения напряжения, так как на-
пряжение меняется также под влиянием изменения мо-
дуля упругости.
Дифференцируя (36) с учетом, что Е зависит от вре-
мени (через изменение температуры), получаем
^q___q dE ^епя (38)
E ' dt E2 ’ dt ~ dt ' 1 }
Второй член левой части уравнения (38) выражает
ту часть изменения напряжения, которая зависит не от
изменения пластической деформации, а от изменения
модуля упругости материала.
По отношению к среднему напряжению также при-
нимается справедливым сформулированное выше основ-
ное предположение
F (%>; %; О=о. (39)
При решении конкретных задач используются также
следующие положения и допущения.
1. При неодноосном напряженном состоянии спра-
ведливы основные гипотезы теории пластичности: мате-
риал изотропен и одинаково сопротивляется пластиче-
ской деформации при растяжении и сжатии, зависимость
интенсивности напряжений от интенсивности деформаций
одна и та же при различных напряженных состояниях.
2. Коэффициент линейного расширения и упругие ха-
рактеристики материала Е, G, К и ц одинаковы во всех
точках тела.
3. Температура, которая изменяется во времени, оди-
накова во всех точках тела. Математический аппарат
метода при необходимости позволяет определять собст-
венные напряжения с учетом неравномерности темпе-
ратуры в теле ДТ путем введения дополнительных
103
составляющих к величине оСр, учитывающих отклонение
АГ от средней температуры тела Т.
4. Ввиду затруднений с математическим описанием
семейства кривых простои релаксации расчетный метод
построен как численный, при котором весь период от-
пуска разбивается на ряд отрезков времени А/.
5. В пределах расчетного отрезка времени А/ процесс
снижения напряжений заменяется суммой двух процес-
сов, идущих последовательно: а) простая релаксация
(изменение напряжений при строго постоянных полных
деформациях); б) упругое перераспределение напряже-
ний и деформаций, учитывающее отклонение реального
процесса от простой релаксации за время А/. Оно осу-
ществляется путем приложения объемных и поверхност-
ных фиктивных сил. Изменения полных деформаций в
течение времени А/ определяются за одно приближение,
так как эти изменения в телах со взаимно уравновешен-
ными полями собственных напряжений невелики по
сравнению с упругими составляющими полной дефор-
мации. Вычисленное напряженное состояние в конце от-
резка времени А/ является начальным в расчетах сни-
жения напряжений на следующем отрезке време-
ни АА
6. В тех случаях, когда процесс изменения напряже-
ний с практической точки зрения мало отличается от
простой релаксации, допускается назначение крупных
отрезков времени А/. При этом в приближенных расче-
тах изменение деформаций можно учитывать лишь один
раз, в конце времени отпуска.
7. При выполнении расчетов средняя скорость изме-
нения эквивалентного напряжения за время At находит-
ся по кривым простой релаксации в зависимости от те-
кущего эквивалентного напряжения и момента времени
t (рис. 44). В связи с тем, что кривые простой релакса-
ции не позволяют определять скорость изменения на-
пряжений при уровнях выше пунктирной кривой, идущей
от Ото (см. рис. 44), вводится допущение о существова-
нии при слабо изменяющихся полных деформациях так
называемой предельной кривой релаксации оПр (см.
рис. 44), т. е. принимается, что при медленно изменяю-
щихся во времени температурах, как это происходит
при отпуске, интенсивность напряжений не может пре-
вышать значений сгПр вследствие значительного возра-
стания скорости пластической деформации при увеличе-
104
нии напряжений в теле выше оПр за счет роста полной
деформации.
Предельное напряжение, при комнатной температу-
ре близкое к сгт, при повышенных температурах все бо-
лее отклоняется от предела текучести металла оТт при
соответствующих температурах. Так как изменение ин-
тенсивности полных деформаций в процессах отпуска
деталей с собственными напряжениями не превосходит
Рис. 44. Кривые простой ре
лаксации в сравнении с сн
нескольких десятых долей от ет ——-, что крайне мало,
Е
то использование в качестве предельной кривой опр кри-
вой простой релаксации, идущей от от, не должно вно-
сить больших погрешностей в связи с возможным воз-
растанием текущих значений о* выше апр.
Возможны две формы записи формул и уравнений,
необходимых для выполнения численных решений: фор-
ма 1 в случае малых значений времени Д/, когда прира-
щения До малы, и форма 2, когда отрезки времени Д/
велики. Необходимость использования двух форм запи-
си вызвана спецификой вычислительных операций при
расчете напряжений.
Форма 1. В каждой точке тела известны начальные
собственные напряжения^, aZo, xxlJ^ xyZo; xXZo в на-
чале отрезка времени ДЛ Вычислим приращения напря-
жений Дах, Lxyz и кхху, вызванные
только процессом простой релаксации. Введем обозна-
чения:
X — X
OKTp OKTj
^окт
(40)
(41)
105
(42)
°СР1
ac₽o
X=!£J2*., (43)
TOKTO
где (Гсро и Токто — напряжения в различных
точках тела в начале рас-
четного отрезка времени А/;
°срх и Токтх — среднее и касательное ок-
таэдрические напряжения в
конце расчетного отрезка
времени № при протекании
только простой релакса-
ции.
да'р<0 и Дт^кт<0 —приращения напряжений,
происшедшие в течение вре-
мени А/ и вызванные только
процессом простой релакса-
ции.
Рис. 45. Характер изменения тОкт(а), <ТсР(б) и Т во времени при
термическом цикле отпуска
Величины Да^р и Дт/кт следует брать с эксперимен-
тальных кривых простой релаксации (рис. 45) для кон-
кретного материала и термического цикла отпуска.
Приращения напряжений Д^,... дт^ состоят из двух
частей приращений. Они возникают от д<з'р и от Дт^кт:
•,........................... (44)
106
Изменение осРо на величину д</р вызывает изменение
каждого компонента gXo, <зУо и а2о на величину До' . Ве-
личины хХУо, xyzQ и xXZq при этом не изменяются, т. е.
Д'-’Хст ^°Уа ^Jcp’
АТ*Уа ~ У za — *z<s = 0 • (44)
Изменениет0кт0на величину Дт^кт вызывает прираще-
ние всех компонентов напряжений. Определим эти при-
ращения.
Согласно второй гипотезе теории течения [79]
Дег Де» Де,
_____ Р ___________JP ___ Р ________
°л0 Gcp0 Gr/y Gcp0 °z0 сср0
A7oktd
-2^=2^ = -2^=2^’ (45)
где ДеХр... дуОКТр—приращения пластической части де-
формации.
Так как в случае простой релаксации полное прира-
щение деформации равно нулю, то приращение пласти-
ческой деформации равно приращению упругой с обрат-
ным знаком, т. е.
ДЬктр_ ДТокТе
9т 9т ’
^1ОКТо ZtOKTo
(47)
Приращение упругой деформации выражается через
приращение напряжений
Дехе— Y
AYoKTe
Подставляя последнее соотношение из уравнений
(48) в уравнение (47), получим
107
(49)
А7октр^ Дт'кт
^окто 2(7токт
Приращения касательных напряжений найдем, ис-
пользуя уравнения (46), (48) и (49):
AfoKTp
^УхУе @ = ^УхУ,р= 2хХу0 О —
1 окт0
2т - AJ0KT G=r Ат°кт
-Ч/о О(?т хуо
^1окт0 lokto
(50)
Принимая во внимание уравнения (41), (44) и (45),
имеем из уравнения (50)
Дт;у=Дтлг,,= -(1-Х)т^о,
At^=at^=-(1-X)t^;
дт;х=дтгхх= -(1 -Х)тгЛо.
(51)
Для определения №Ух и дзгг приравняем при-
ращения упругой деформации из уравнений (48) к при-
ращениям пластической деформации из уравнения (46)
с обратным знаком, используя уравнение (49):
I _ Д7оКТр
~[Д<Гт — iX(A%: + = “2т (Gjr° ~<3сРо)==
Е ZTOKT0
— ЛТ°кт ((5 а у
д/ (52)
~ ~ 'А (Д3лч + Д<3гт)] — <?г'"'Т (5Уо “ аср0);
“ ~ I1 (““ GcPo)-
Е ^^окт
Решая систему уравнений (52), находим необходи-
мые величины с учетом уравнения (41):
Д°ХТ= — (1 — X) (ажо — асРо); '
= — (1 — X) (ауо — асРо);
(53)
Дзгх=-(1-М(^0-°ср0).
Используя уравнения (40), (44), (45), (53), получаем
окончательно
108
v (1 *) acp0 (1 M (aA'o Ccpo);
— (1 — *z) Ccpo — (1 — X) (Cyo — oCpo);
(54)
A%= — (1 — *) °cPo — (1 - X) (aZo — ocPo).
Таким образом, имеем уравнения (51) и (54) для
определения приращений напряжений в общем случае
простой релаксации при изменяющейся температуре.
Величины (1—х)>0 и (I—Л)>0 нужно находить по со-
ответствующим экспериментальным кривым через при-
ращения Дс'р и Д*'кт в течение времени ДЛ Напряжения
в конце отрезка Д/, если учтена только простая релак-
сация, получим, прибавив к начальным напряжениям
приращения по формулам (51) и (54):

(55)
^ZXt ^zx'
Напряжения (55), вычисленные в предположении
постоянных деформаций, могут существовать в теле
лишь при наличии некоторых объемных и поверхностных
сил. Определим их. Найдем объемную силу %', подста-
вив напряжения (55) в следующее дифференциальное
уравнение равновесия:
д^х । дхху । dxXi
z—г —।—Г~
дх ду dz
Получим
_ d(I — X) , . <Ч„ _
ах0 - | °ср0
дх дх
+ [_(1_Х)+(1-х)}^-
т I }
d (1 — %) с> (1 — X) Д
дх дх J
d(l-X)
~XIJQ т I к
ду ду
дхг-
XZq
dz
(57)
Так как в’ начальный момент времени напряжения
находились в равновесии при отсутствии объемных сил,
то сумма следующих членов в равенстве (57) будет рав-
на нулю:
X—
дх
дх,.,, дхг-
X---rV-°--[-X—^ = 0
ду dz
(58)
109
Замечание о полном равновесии начальных сил спра-
ведливо в отношении напряжений, вычисленных теоре-
тически. Если начальные напряжения определены экс-
периментально, то вследствие различных погрешностей
измерений они могут оказаться несколько неуравнове-
шенными. В этом случае условие (58) не выполняется.
Поэтому в дальнейшем в формулах для объемных сил
группы членов типа (58) сохранены. При расчетах, ко-
гда начальные напряжения являются теоретическими и
полностью уравновешенными, эти члены в сумме будут
давать нуль.
Из уравнения (57) с учетом уравнения (58) можно
найти объемную силу X'. Аналогично могут быть опре-
делены объемные силы Yf и Z' в других направлениях.
В действительности объемные силы в теле не сущест-
вуют. Их необходимо снять, приложив противоположные
по знаку силы Х =—X'. Фиктивные, противоположные
по знаку объемные силы имеют следующие значе-
ния:
+ 1(1->,)-(!
С>(1 —X) , ?
дг дх ду дг ’
= _3 j_ Г d(l-X) _с>(]-х)
У° дх 1 [ ду ду
ду дх । 4
------^ТСР’+
+ К1 - X) - (1 -х)1 ^_Тг.Го Л-ЛГ _
dz дх
J° ду 1 дг дх П ду
ПО
Аналогичные поверхностные силы
— Z [(1 — х) — (1 — к)] аСр0 — X (ZoXo тхXyQ ПХхгУ,
У= tn [(1 — •/.) - (1 — к)] осро - к (1хуХо + тзУо + /гг^0);
Z=п [(1 — х) — (1 - к)] асРо - к (ZrZXo+тхгУй+noj,
(60)
где /, т, п — направляющие косинусы.
Вторые члены правых частей выражений (60) равны
нулю в случае полного равновесия начальных напряже-
ний. Экспериментальные начальные напряжения могут
быть несколько неуравновешены вследствие погрешно-
стей измерений. К напряжениям (55) следует добавить
приращения напряжений До"; дз"; Да"; дт^; Д< z; дт'х,
выражающие влияние непостоянства полных деформа-
ций и получающиеся в результате решения упругой за-
дачи при приложении к телу объемных (59) и поверхно-
стных (60) сил.
Тогда напряжения в теле в конце отрезка Д/ с уче-
том напряжений (55) будут
а = <з' -к До";
Лх I J л’
(61)
X =х' + дт" .
При выполнении расчетов на следующем по времени
шаге А/ напряжения (61) принимаются как начальные.
Упругое решение задачи с объемными и поверхностными
силами выполняется на каждом из отрезков AZ со свои-
ми упругими характеристиками металла, соответствую-
щими температуре конца отрезка Д/. Очевидно, что при
численном решении задачи тело разбивается на ряд уча-
стков. При современных способах счета на цифровых
вычислительных машинах решение задач с большим ко-
личеством операций оказывается вполне выполнимым.
Одна из основных, погрешностей метода состоит в
выборе конечного интервала времени Д/. Однако, если
снижение напряжений не сопровождается значительным
изменением полных деформаций, отрезок времени AZ
может быть выбран достаточно большим. В этом случае
более удобна вторая форма записи уравнений, когда
оперируем не приращениями напряжений, зависящими
от (1—х) и (I—X), а величинами х и X, которые при
большом Д/ заметно отличаются от единицы.
111
Форма 2. Порядок вывода формул остается тот же
самый, что и при форме 1, но в качестве величин, уча-
ствующих в расчетах, используется х и X [уравнения (42)
и (43)].
Уравнения (55), выражающие напряжения в конце
отрезка времени At с учетом только процесса простой
релаксации, имеют следующий вид:
бхх=Ха^+ (х~х)3сРо;
%1=Хо!/о+ (х—х)3ср0;
<1==Хо-г»+<х~х)<1ср»;
(62)
Хху1~^ХхУ^
Xyzt = ^X^
Х,г = У-Х,Г .
ZXi ZAq
Фиктивные объемные силы (59) имеют следующие
значения:
$У
1- । д\ । z °Ср0 ।
- 13сро~г(л — к) “Г--------г
f дх ) дх
-2а -LX + Х ;
dz дх ду dz
d<j
l3cp0 + (x-X)-^ +
dy
dx„tl dx^tl
Уо j лУо | .
dz 1 dy dx dz
^)3cpo + (y—X)^ +
dz I dz
। ?/Tz.e0 ,
(63)
•у дХ । / ^Х
~Су°^+\д7~ду
I . дХ , _ dX ।
I ХУ*о Г“
дх
-х dX I / с?х
z=^0-—hH---------
dz \ dz
i dX । дХ [ -ч
1 гх°дх 1 zy° ду ' dz ' " дх ' " ду,
Поверхностные силы (60) примут вид
А" =- — Z (х - X) зсРо — X (1<зХе + тхХУо + /гтгХо);
У = — т (х — X) зсРо — X (Zt^o + тзУл+лг^.);
Z = — п (х — X) зсРо — X (lxZXo + mxZyB+яз2о).
(64)
112
Напряжения в теле в конце отрезка времени Д/ вы-
ражаются уравнениями (61).
К общим уравнениям и принципам решения задач
необходимо сделать некоторые частные замечания. Сле-
дует различать собственные напряжения в конце отпус-
ка и собственные напряжения после полного остывания
детали. Если требуется определить остаточные напря-
жения после завершения процесса отпуска и полного
охлаждения детали, то необходимо принимать во внима-
ние повышение напряжений, возникающее вследствие
изменения модулей упругости G и К при охлаждении,
т. е. решение задачи заканчивать не на стадии заверше-
ния выдержки, а на стадии полного остывания. Во вре-
мя остывания детали после отпуска процесс релаксации
за счет пластической деформации, хотя и слабо, но про-
должается. Одновременно происходит рост напряжений
вследствие повышения К и G при остывании. Как это
показано на кривых рис. 45, после полного остывания
должно обнаруживаться повышение напряжений, кото-
рое, однако, меньше роста К и G.
В общих уравнениях отражены процессы изменения
сгСр под влиянием изменения /< и объемной ползучести.
Однако учет объемной ползучести имеет скорее принци-
пиальное значение, но не может быть выполнен практи-
чески.
Получить кривые простой релаксации оср с учетом
объемной пластической деформации не представляется
возможным из-за отсутствия соответствующих техниче-
ских методов. Поэтому при расчетах напряжений в про-
цессе отпуска приходится пренебрегать релаксацией оср
и принимать, как это сделано в современных теориях
ползучести, что объемная пластическая деформация от-
сутствует. Изменение К в данном диапазоне температур
также невелико (см. гл. III). При таком положении оп-
равдано не учитывать в расчетах эти процессы и пола-
гать х=-1. Это упрощает расчеты и существенно умень-
шает объем экспериментальных исследований, предше-
ствующих проведению расчетов. Экспериментальная
проверка показала возможность принятия такого допу-
щения. Если не учитывать релаксацию аСр, то в действи-
тельности остаточные напряжения после отпуска будут
ниже, че*м определяемые расчетом. С технологических
позиций это является своеобразным запасом по уровню
допустимых остаточных напряжений.
113
Могут встретиться задачи, когда необходимо опре-
делить перемещения точек детали под влиянием процес-
са релаксации напряжений. В этом случае наряду с вы-
числением напряжений при приложении объемных и по-
верхностных сил необходимо находить возникающие
перемещения. Очевидно, что во время простой релакса-
ции, когда деформации постоянны, перемещения также
сохраняются постоянными. Изменение их происходит
только под влиянием фиктивных объемных и поверхно-
стных сил.
Рассмотренный метод позволяет определять на-
пряжения в телах, механические свойства которых в от-
дельных зонах различаются заметно, например после за-
калки цилиндров большого диаметра. В этих случаях
необходимо иметь кривые простой релаксации для ме-
таллов, находящихся в состояниях, характерных для
различных зон.
РАСЧЕТ НАПРЯЖЕНИЙ В ПЛАСТИНАХ
Одноосные напряжения. Остаточные напряжения в
пластинах могут быть одноосными и двухосными [24].
Соответственно этому рассмотрим два случая распреде-
ления напряжений — одноосные напряжения в прямо-
линейных швах и двухосные напряжения с осесиммет-
ричным распределением.
Наиболее часто встречающийся конструктивный эле-
мент — это соединение двух пластин прямолинейным
швом. Частным случаем является соединение встык
(рис. 46, а).
Рис. 46. Одноосные напряжения в сварной пластине
Типичный характер распределения остаточных на-
пряжений в длинной пластине, сваренной встык, пока-
зан на рис. 46, б. Это равномерные по толщине одноос-
ные напряжения ох. За исключением концов, эпюра иа-
114
пряжений gx’повторяется в каждом из сечений пласти-
c.v
3
ны. Напряжения и оср
являются функцией толь-
ко координаты у.
Получим формулы для определения напряжений в
данном частном случае. Запись произведем в форме 1
и форме 2.
Форма 1. Так как tv//o, xyZ(i и tZXo равны нулю, то
приращения напряжений W и Дт2Х в конце отрез-
ка времени Л/ от процесса простой релаксации на осно-
вании формул (51) будут равны нулю. Приращения ДУ ,
ДУ и дУ найдем из формул (54) с учетом того, что
и равны нулю:
= - (1 - X) + К1 - X) - (1 - х)] асРо;
Дау=1(1— >•)-(!-*)] «ср.;
К1 М (1 х) 3ср0-
(65)
Объемные и поверхностные силы, которые необходи-
мо приложить к пластине при определении дополнитель-
ных приращений напряжений, вызванных непостоянст-
вом полных деформаций, получим из формул (59) и
(60). Объемные силы X и Z равны нулю, так как напря-
жения зависят только от у, а касательные напряжения
равны нулю:
у = Г d(1~X)- - 1 Scpo + [(j _ л) _ (i _ у
L ду ду J
X К1 -k) 3сРо-(1 —/-)«ср0]. (66)
Поверхностные силы У и Z:
У—[( 1 x)z/==4-jg (1 ^)г/ = ±в] Зеро ,
Z^[(l-x)-(l-X)]ocpo,
где индексы у=±В у первой из формул (67) указывают
на то, что величины должны быть взяты на краю пла-
стины при у=±В. Поверхностную силу X определим, ис-
пользуя условие равенства нулю равнодействующей на-
пряжений в пределах всего поперечного сечения пла-
стины.
115
Определим только приращения напряжений <тх, так
как остальные два напряжения ву и cz после проведе-
ния всех выкладок окажутся равными нулю.
При опреде'ленш1_нагфяжений от объемной силы Y и
поверхностных сил Y и Z необходимо иметь в виду, что
поперечные сечения пластины находятся в условиях
плоской деформации, т. е. напряжение ДсгД: = |л(Да1/+Aoz).
Определим приращение напряжений от объемной
силы У, величина которой выражается формулой (66),
толщину пластины примем равной 1:
Д^^Р ^Ydy=? [(1 -Х)зс₽0-(1 -фсРо]dy=
У У
— Р[П U %)^-=b!GcPo Р К1 М (1 х)]оСРо.(68)
У=В
Приращение Д<^; ~ от поверхностных сил У:
у— P [(1 Mit-bI °ср0• (69)
У=В
Приращение Дзг. - от поверхностных сил Z:
Д^г^Р-К1 — у-)~ 0—Х)]°ср0. (70)
Обозначим не известное пока приращение напряже-
ния ДсГх от поверхностных сил X через Дзх:- . Сложим
приращения напряжений ог, находящихся в (65), (68),
(69), (70):
Дзл— (1 ^)аХоН~[(1 М (1 Х)1 асро “1~ Р К1 ^У-В
( 1 * )*/ = /?] аср0 Р [(1 \) (1 х)] °ср0 4~
у=в
+ р [( 1 — (1 асро + р [(I —*) —(1 ~^)]°ср0 +
у^в
+Даг х~ 1 1 “ 2р) К1 1 ~~ХЛ аср0+Д%;
<71)
Для определения Д^;- используем условие взаи-
моуравновешенности Дох в пределах всего поперечного
сечения пластины
в
2 f да^£/=0. (72)
116
Приращение Д<зд.. - от координаты у не зависит.
Поэтому, подставив напряжение (71) в уравнение (72),
получим
в
= V \ И1 - Х) 3*° ~ (1 - 1 - X) - (1 - х)1 Оср0) dy.
D J
О
(73)
Подставляя напряжение (73) в уравнение (71), по-
лучаем приращение напряжения Дсгх за время Д/:
ДяЛ.= — (1 — Х)аХо-[-( I — 2р.) [(1 —X) —(1 — х)] ссРо-|-
В 1
+ \ (1 -ХЬ.-(1 -2р.) 1(1 -Х)-(1 -х)]асРо dy. (74)
£> J |
О 7
Форма 2. Напряжения в конце процесса простой ре-
лаксации через Д/=6 будут
<1 = ХаЛо+(х — Х)<зсРо; '
(75)
Объемная и поверхностные силы выразятся следую-
щим образом:
Г = АКх_Х)0сро]; (7б)
dy.
Y — (х — X)scPo;
у—Ву=Ву=В (77)
Z= —(х —Х)асро.
Напряжение в конце отрезка времени Д/:
a = ХаХо -L (1 — 2u) (х К) 5сРо —
-4\кх0-(1-2{х)(х-Х)аср„Ш (78)
о
Двухосные осесимметричные напряжения. Другим
нередко встречающимся распределением остаточных на-
пряжений в пластинах является осесимметричное. Оно
117
типично для точечных и электрозаклепочных сварных
соединений, а также для круговых швов, которыми при-
варивают фланцы, заглушки и другие конструктивные
элементы. В этих элементах двухосные напряжения об-
ладают повышенной жесткостью схемы. Ниже приведе-
ны формулы для расчета напряжений в пластинах при
отпуске для случая осесимметричного распределения.
Форма 1. Данная форма записи соответствует фор-
ме записи в приращениях напряжений. Для определения
приращений напряжений, вызванных процессом простой
релаксации через отрезок времени Д/=/ь воспользуемся
общими выражениями (51) и (54). При осесимметрич-
ном распределении напряжений касательные напряже-
ния равны нулю. Для определения напряжений До/ и
До/ используем выражения (54). Рассмотрим случай
плоского напряженного состояния, когда oZd =0, а на-
пряжения оГо и обо равномерны по толщине. Так как
после выполнения решения напряжений окажутся
равными нулю, не будем их рассматривать на стадии
расчета процесса простой релаксации
Да/= (1 л)аГо“Ыи (1 Z)l°cp0; |
Д°о' = “(1 — [(1 — X) —(1 —’*x)lacp0, j
где асро==!Ц^. (80)
Напряжения только после простой релаксации полу-
чим по аналогии с напряжением (55), сложив напря-
жение (79) с начальными напряжениями аГо и ао0:
G ==2ОГ~4—Д5 ’
' (81)
Ч = аво+Да«- .
Объемную силу 7? = —/?' определим, подставив на-
пряжения (81) в следующее дифференциальное уравне-
ние равновесия:
dr г
^]+
rf(l — X) Г</(1 —X) d(l
аП> 7 I асро ,
dr L dr
flc da, a, —
+ [(l-X)-(l-7.)J-^+k-^--{-X-^—^ + /?' = 0. (82).
118
В случае полного равновесия начальных напряжений
при t=0
X^-j-X-0—°е° =0. (83)
dr г
После преобразований получим
п _ rf(l-X) ИО-»
c₽0 L—Tr ]+
— — (1 — x)]4-X -{- X °г° ~gj)o . (84)
Рис. 47. Схема действия по-
верхностных сил Z при осе-
симметричном распределе-
нии напряжений в круглой
пластине
Поверхностные силы будут
= [( 1 ~ — ( I —X)r==rJ CcPcS ।
I
Rr=rz — Кl z)r=r2 (J ^V-r2]acPo; } (85)
r=r2 ।
Z=[(l-7.)-(I-X)]3cPo. j
Поверхностные силы Z зависят от г и при дальней-
шем решении задачи должны быть приложены с двух
сторон поверхности пластины, как это показано на
рис. 47. Чтобы упростить решение задачи и сохранить
только значения R и Л, приложим силы Z и найдем для
этого случая распределение напряжений (79) и новые
значения R и R. Это соответствует такому варианту про-
текания процесса релаксации, когда деформации в плос-
кости сохраняются неизменными Дег=0, Деб=0, а де-
формации в направлении оси Z по толщине пластины
возникнут Дег#=0. Снятие сил Z вызовет изменение при-
ращений напряжений ст,- и сто на величину
1 — р.
(86)
119
С учетом напряжения (86) выражения (79) преобра-
зуются к виду
дб/__(1_х)оГо+1_^[(1_х)-(1-у.)]оср0; '
1—р.
_ (87)
Дз/= _(1 _Х)аГо 4-L-[(1 -Х)-(1 -х)]осРо.
- 1 — р
После сложения Да/ и До/ с оГо и або и подстанов-
ки их в дифференциальное уравнение (82) и преобразо-
ваний получим взамен формулы (84)
П ~ 4/(1 —Л) f 1—2р^ [4/(1—X) *) 1 !
1 7^7 7г
_!_kz^r(i—X) — (1 — х)1 ^^-4-Х —° X°Го~°е?-. (88)
1 1 — р и к 1 dr 1 dr г
Поверхностные силы
Rr-rt = - — [( 1 Х)г=Г1 (1 il асро;
1 р г = гх
(89)
Rr=r2 — ~ - [( 1 x)r=r2 ( 1 ~ ^)r-r2] аср0-
1 — р г»г2
Форма 2. Эта форма записи содержит значения вели-
чин напряжений в конце периода времени Л=ДД Напря-
жения в конце периода релаксации в предположении,
что Дег=0; Дз0 = 0; Aez#=0, следующие:
о — ХзГо -j - - (х X) осРо;
1 1 — р-
+ (Х —Х) 3СРО-
* 1 —р
(90)
Объемная и поверхностная силы выразятся следую-
щим образом:

~-+ у1* °.р. (^-+^(—+
dr 1—-р \ аг аг } 1 — р аг
dar — с л
_!_Х—^--J-X-^---
dr г
d'K 1—2р
dr 1 — р
// da r g, —оп
Х^- К„0(х-ХД4-Х -^н-х-^—
dr dr г
(91)
120
Rr = rt ---“ - У’Г=Г1) °cp0;
1—p. r=rt
Rr~r2 = - — (X,~r2 *zr=r2) acp0.
1—p. f.-=r2
(92)
Рассмотрим решение осесимметричной задачи для
случая сплошной круглой пластины. Согласно форму-
лам (61) к приращениям напряжений (87) или (90), от-
ражающим влияние процесса простой релаксации, необ-
ходимо прибавить приращения напряжений До/' и Д<з0",
возникающие от объемной (91) и поверхностной сил
(92). Для сплошной круглой пластины получим R и
Rr=az на наружном радиусе.
Воспользовавшись решениями, которые известны для
круглых пластин от объемной силы R, найдем суммар-
ное напряжение с учетом (90):
— ^Го Н Г ~ (х °ср0 Gcp0 +
1 — р. 1 — Р- г=а
аб1 — Ха0о-|-------1- (х — Х)осРо-|- -—— (Хг ра — хГя=я) зСр0 +
1 — р. 1 — р. г^а
493)
1 — р
2
о
о
\ Rdr.
2 W
о
ОБЪЕМНОЕ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ НАПРЯЖЕНИЙ
Вопрос о снижении объемных остаточных напря-
жений в глубине металла известен как один из наибо-
лее неясных.
С одной стороны, существуют примеры из заводской
практики, когда для массивных деталей значительно
увеличивают время выдержки при отпуске, полагая, что
объемные напряжения снижаются медленно. С другой
стороны, имеются категорические утверждения [154], что
объемные напряжения снижаются при отпуске так же
полно, как и одноосные. Обе точки зрения являются в
известной мере крайностями. Теоретическое исследова-
ние поведения объемных полей остаточных напряжений
121
при отпуске представляет бесспорный интерес, так как
позволяет дать вполне определенный ответ о действи-
тельном изменении напряжений в процессе отпуска.
Хотя в начале гл. IV даны общие уравнения для трех-
мерного тела, практическое решение задач для произ-
вольного распределения напряжений наталкивается на
значительные трудности. Доступны для численных расче-
Рис. 48. Схема действия
поверхностных сил Rr=r t
Rr=r2 и Z при осесим-
метричном распределе-
нии напряжений в тол-
стом цилиндре
тов симметричные поля напряжений, а также некоторые
другие более сложные поля, если сделать в отношении
них упрощающие допущения.
Рассмотрим методы решения задач для нескольких
случаев объемного распределения остаточных напряже-
ний.
Осесимметричное распределение напряжений в ци-
линдре. Предполагаем, что напряжения <уг, о и orz не за-
висят от координат 0 и z, а являются функцией только
координаты г. Приведем запись формул в двух формах.
Форма 1. Определим приращения напряжений после
процесса простой релаксации за время At, пользуясь вы-
ражением (54):
М/ = - (1 - X) аГо + [(1 - X) - (1 - х)] асРо;
д3/--(1-Х)а0о+[(1-л)-(1—/.)]асро; (94)
= -(1 -XK + R1 -Х)-(1 —х)]асРо; .
где асРо= °f° + > + Sg° . (95)
о
Объемную силу получим аналогично (84):
- 3f0 + А {осРо [(1 - X) - (I - х)]) +
dr dr
dz иг —ад
_|_Х—^4-Х—-----(96)
dr г
122
Для учета перераспределения напряжений вследст-
вие непостоянства деформаций к цилиндру должны быть
приложены кроме объемных сил (96) поверхностные си-
лы /?Г=ЭГ1 по внутренней поверхности, силы Rr=r2 по на-
ружной поверхности и силы Z по торцам цилиндра
(рис. 48):
---[(1 Х)г = Г! ( 1 асро;
г-гг
Rr=r2 — [( 1 x)r=r2 (I Мг=г2] Gcp0 •
(97)
Поверхностные силы Z целесообразно в явном виде
не выражать по двум причинам: во-первых, они необхо-
димы в расчете в виде суммарной осевой силы Р2, во-
вторых, напряжения в цилиндре проще определять, по-
лагая, что сечения цилиндра находятся в условиях плос-
кой деформации, а появляющуюся неуравновешенность
напряжений ог устранять путем приложения некоторой
осевой силы. Поэтому осевую силу Pz нужно находить
из условия равенства нулю суммы осевых напряже-
ний ог.
Форма 2, Напряжения в конце периода t{ = At, если
учтен только процесс простой релаксации, следующие:
^1=^го+(х—х)3сРо;
°ё1==Хо'о+(х~х)асРо;
% = Хзг0 + (У- — Х)°ср0-
(98)
Объемная и поверхностная силы выразятся следую-
щим образом:
р___д d\ d г / ^yi । у । у qr0 °0о .
/?Гя«г1=(ХГ=Г1 уг«г1)асро; } (99)
Г = ГХ
Rr=r2 — (^r^r2 хг=г2)аср0«
r=rs
Полные напряжения в конце периода At получим, ес-
ли к напряжениям (98) прибавим напряжения До^ и Да’г
появляющиеся от действия поверхностных и объ-
емных сил (99):
123
°01=!3ё1 + До0Г j
(100)
Напряжения о-, представятся как сумма трех со-
ставляющих:
а21^а; + КД< + Д=;)+ДЧ’ (101>
где Дзг^ — равномерное по всей площади F поперечного
сечения цилиндра напряжение от силы Pz, определяемой
из условия равенства нулю суммы напряжений aZ1:
№ = — =-------------
Р F л(г22 —Г12)
(103)
Определим напряжения Дз", и Дз^ для частного
случая сплошного цилиндра, когда Г2 = а, а ri = 0.
Объемная сила 7? вызывает следующие напряжения
. и . п
До и До :
TR °₽
а
а
2(1 -f> аг
о
TR
1
2(1-ц)
1 — 2р. г
2(1-и) J
о
6R 2(1— у) J
Го
j—f JL гм,-.
2(1 -н) J го2
о
(Ю4)
2(1 — р.) J д2
о
Поверхностная сила Rr^a вызывает следующие на-
пряжения Дз"_ и До"_:
Д°г,.7— А3о- — O^r ^a ’лг=-а} 5ср0- ( 105)
R R г^а
Так как
д»;-л»;/!+л»;_: ;юб)
124
то, подставляя в уравнение (100) напряжения (98),
(104) и (105), получим
= ксГо 4- (x — X) acpo (kreea — хГвЛ) acPo 4
r=-a
X \~Rdr
J 2(1 — р.) J a~
r0 о
°01 = Xa0o -j- (x — к) oCp0 + (лГа=а —
----->
2(1-10
f4^r;
1 — 2
2(1-., _ .
0
____!____x/
2(1-fi)
r0
f — Rdr.
2(1—p-) .) /-02
о
(Ю7)
'сро 1
=а
а
1~-2|Х \-Rdr-\ 1 —
' 2(1 — (0 .) а2 1
о
а
Сила Pz и напряжение Да" определятся с
П = 0; г2 — а\
pz=- f 2л[о;14-р(до;1+да;>)] rdr-,
6
учетом
(Ю8)
(109)
Полярно-симметричное распределение напряжений в
сплошном шаре. Данный случай представляет интерес в
том отношении, что собственные напряжения в сплош-
ном шаре могут иметь наибольшую жесткость схемы,
когда все три компонента напряжения ог, од и суг равны
между собой. Так как при полярно-симметричном рас-
пределении напряжений то расчеты произведем
только для и о0. Приведем запись формул в двух
формах.
Форма 1. Приращение напряжений после процесса
простой релаксации за время Kt получим, пользуясь вы-
ражением (54):
4= — (1 — Х)аГо + [(1 -Х)-(1 —z)]0cBo;|
Дз;=_(1_Х)аео + [(1-к)-(1-х)]асРо,| (И0)
где
о -I- о. -I- о
*ер0—(1Н)
Объемную силу = —Rr получим, если напряжения
в конце периода простой релаксации ^=^4-и
125
З01=або + Д®о п0Дставим в следующее дифференциальное
уравнение равновесия:
g^-|-.2fr~g|)) 4-^=0; (112)
dr г
/?__0го£1^Д+^_{0срЛ(1_х)_(1_у.)]} +
ar dr
4-х-^--|-к-2(°Го~<:,|)°) . (ИЗ)
dr г
Рис. 49. Схема действия
Rr==a и объемных Rdr
сил в сплошном шаре
Поверхностная сила при г=а
Rr^a— [(1 z)r=a (1 ^)r=a] аср0« (1 14)
r=a
Форма 2. Напряжения в конце периода tx=At, если
прошел только процесс простой релаксации,
<=^го+(х—х)3сРо;'
,' , , п (115)
а01 = Ха0о+(Х — Х)3ср„.
Объемную и поверхностную силы выразим следую-
щим образом:
rj d\ . dr , \ \J | л | Л • /1 1 £?\
R=°" +-^<* "i)1+x — (11 w
Rr*=a — (^r=a zr=»a)°cpo’
r-=a
Определим напряжения и Дз^ от действия объ-
емной и поверхностной сил (116) в сплошном шаре
(рис. 49). От объемной силы
126
Да
rR
1 + р
3(1 -f)
а
Го
а
2<l-ri ГЛЩг-
3 (1 — р) J «3
о
_?.<-ЗД Г2±Wr;
ЗО-и) J гаг
О
(Н7)
1 — 2р.
3(1-и)
От поверхностной силы
Даг_= Д°0_ =(^г=л уг=д)5сро« (118)
Я г=а
Складывая напряжения (115), (117) и (118), полу-
чим окончательно
— ^cro “I" (Х *“ °сРо + (^1
а
I 1 —н
3(1-р)
ср» I
2(1-ЗДГ^№_
3 (1 — р.) J д3
о
2(1-2,)^
3(1 —р) J г0з
а01 — ^00 + (х ~ М °ср0 + (\
а
(119)
' 3(1-р) }
Го
Го
. 1 —2р. Г гЗ
^за-р.) J
о
2(1 —2р.) С гЗ
3(1 —р.) J дз
о
Стыковые соединения из металла большой толщины.
Для стыковых соединений большой толщины может
быть получено приближенное решение. Предполагаем,
что сечения Ah А2, Дг- (рис. 50, а) остаются плоскими,
т. е. расположенные между ними участки металла как
бы прикреплены к жестким плоскостям. Само сечение,
127
представленное на рис. 50* а, также находится в усло-
виях плоской деформации. Такие условия выполняются
не полностью, и в процессе релаксации происходит из-
менение деформаций под влиянием соседних столбиков
металла. Учитывая, что примятые допущения соответст-
вуют более жестким условиям релаксации, чем действи-
тельные, такое решение можно считать приемлемым для
Рис. 50. К расчету на-
пряжений в стыковом
соединении большой
толщины:
а—стыковое сварное сое-
динение; б—участок ме-
талла по оси соединения
с объемными поверхност
ними силами
оценки релаксации напряжений в сварных соединениях
большой толщины. Решение выполним для х=1. Рас-
смотрим участок металла, расположенный на оси соеди-
нения (рис. 50, б).
Определим вначале напряжения orZ1:
+ Д%,. (120)
Напряжение з' получим из уравнения (62):
^ = Ьго+(1-Х)асро. (121)
Напряжение Дз^ есть результат действия объемной
силы (63) и поверхностной силы (64) (рис. 50, б). Так
как напряжение rxz равно нулю, a Tyz на оси также рав-
но нулю, то объемная сила Z выразится следующим ..об-
разом:
^ = ^о^ + /-[(1-^=еро]+Х-^+Х^ =
dz dz dz dy
л дт
= ^-Р^о + (1-^^РоНХ—(122)
dz dy
Так как поверхностная ciinaZ — — (1—X) осРо,
* = d/2Zeg/2
о/2
Д< - - (1 - Х)г.=8/2зсро + С Zdz. (123)
1 ^ = 6/2 J
128
Подставляя перечисленные значения величин в урав-
нение (120), получим
= ^z0 -|- ( 1 X) ЗСРо (1 — Xz=8/2) SCpo 4“
z = 5/2
-|-j — [^o + (l “ ^)3cp0] dz~\~ X
(124)
Так как начальные напряжения находятся в равно-
весии, то
dz dy
(125)
dy dz
Подставляя -у г° - из уравнения (125) в уравнение
(124), получим
(126)
Далее необходимо определить и oXl:
(127)
3х, + Д!3хГ
Напряжения з^ и з^ после процесса простой релак-
сации будут
; =Ьд-„+(1-фср0;
; =ц,о+(1-Фсро-
(128)
Объёмная и поверхностная силы Z и Z, вызывая Дз^
создадут
(129)
129
Из (120) и (121) находим
Д3г. = — °', = °Z1 — *6*o — (1 — Х) ’сро- (130)
Напряжения аУ1 в пределах толщины б должны быть
уравновешены. Поэтому величина Да^ в уравнении (127)
состоит из суммы До^ и уравновешивающего напряже-
ния Дву :
До'^Да^+да^. (131)
Интегрируя в пределах всей толщины, получим
+ 6/2
J (%1 + Ac^+A3»p)fl'z=0; (132)
—5/2
6/2
^°ур— ~ (%, + Д3!/г)- (133)
—S/2
Подставляя а' и AoBz в уравнение (133), получим
S/2
А 1 I Г 1 I 1 , 1 . X .
^Ур ~ \ ^Уо Т " ( 1 Л) Сср0 I
О J L 1 -- fl
—6/2
(134)
1 — р. 1 — fl J
Окончательно имеем
oi^i—^Уо ~ М °сро+х —1 5Zo -j- №у
i — |i i — tu 1 — р.
(135)
Напряжение да' слагается из да и р&Ур. Поэтому
axi = °лч> + " ~ (1 Зсро+3z, °z0+Р'Д3^-
1 — fl 1 — fl 1 — fl
(136)
РАСЧЕТ НАПРЯЖЕНИЙ
В КОЛЬЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЯХ ТРУБ
Рассмотрим расчет релаксации напряжений при от-
пуске труб, имеющих кольцевые сварные соединения.
Решение выполнено с некоторыми допущениями, необхо-
димыми для упрощения задачи. Предполагается, что;
130
распределение напряжений симметрично относительно
продольной оси OZ, т. е. напряжения зависят только от
координаты z (рис. 51). Окружные напряжения и ка-
сательные напряжения хтг равномерны по толщине стен-
ки трубы. Изгибными напряжениями о2 и радиальными
Рис. 51. К расчету напряжений в тонкостенной ци-
линдрической оболочке
0. (137)
<уг пренебрегаем. Напряжения и тГ2 связаны между
собой следующим дифференциальным уравнением:
d^rz ।
dz 1 а
Зная напряжения $«>, можно определить напряжения
Trz* В дальнейшем определяем только напряжения и
гГ2. Трубу считаем достаточно тонкостенной, чтобы не
учитывать отличие внутреннего радиуса от наружного, а
полагать их равными среднему радиусу а трубы.
Приведем расчетные формулы в форме записи напря-
жений в конце расчетного отрезка времени АЛ опустив
запись решения в приращениях напряжений.
Напряжения и xrz в конце периода если про-
шел только процесс простой релаксации, будут
°;=Чо+(*->0’сРо; (138)
(139)
где
%
*с₽- 3 •
Для определения объемных и поверхностных сил
можно воспользоваться общими уравнениями (63) и (64)
и решить задачу, руководствуясь общими правилами.
131
Однако для большей наглядности найдем решение, рас-
смотрев элемент оболочки в конце процесса простой
релаксации (рис. 51, б, в). Составляющая напряжения
Ха?0 согласно уравнению (137) находится в равновесии
с напряжением XrrZo. Если исключить эти составляющие,
то элемент окажется под равномерными напряжениями
(х —Х)зсро. Снимем напряжения (х — Х)асро и определим
возникшую при этом деформацию в окружном на-
правлении:
s?=- (1~2|Х) (х-Х)ссРо. (140)
С,
Изменение напряжений при этом составит вели-
чину Да,:
Д^=-(х-Х)асро. (141)
Возвратим каждому из колец деформацию е® (140),
нагрузив кольцо нагрузкой q (рис. 51, г). Нагрузка q,
чтобы вызвать деформацию е?, должна создавать в
кольце напряжения
Д5<?2 ~ (1 2|л) (х X) яСр0. (142)
Из условия равновесия элемента
2^ = 2rq (143)
находи4м
— Д^=— (1-2И)(х-Х)асрв. (144)
Г г
«Склеим» между собой кольца и приложим нагрузку
qr=—q (рис. 51, а), чтобы устранить фиктивную нагруз-
ку q:
?r=-^-(l-2u)(z-X)ecpo. (145)
Знак «минус» в формуле (145) соответствует нагруз-
ке, направленной к центру оболочки.
Необходимо найти напряжения от нагрузки q.
и сложить их с напряжениями (138), (141) и (142). Для
определения напряжений от сил qr воспользуемся из-
вестным из теории упругости решением для цилиндри-
ческой оболочки, нагруженной сосредоточенной силой,
132
приложенной по кольцу. Напряжения Дв?? являются
функцией прогиба w:
(146)
Прогиб w для некоторой точки А (рис. 51, а) опре-
деляем по следующей формуле:

4-00
—-— <7re-₽lz-ZA'(sin —
8?з£) j 7г ' 11 А| 1
— ео
-}-cosfi|2: — zA|)dz,
(147)
где
3(1-|х2). D = £83
д282 ’ 12(1— (Д.2)
Напряжения в?, в конце отрезка времени со-
ставят
^=Ч.+(1 -2ix)(x-X>cpo+-^- . (148)
РАСЧЕТ НАПРЯЖЕНИЙ ПРИ ПОСТОЯННЫХ
ДЕФОРМАЦИЯХ
В тех случаях, когда р = 0,5, а х=1, расчетные фор-
мулы для сплошных цилиндров и шаров существенно
упрощаются. В перечисленных массивных телах при
ц=0,5 и х=1 деформации сохраняются постоянными.
Это, в свою очередь, приводит к тому, что эквивалент-
ное напряжение оч или пропорциональное ему октаэдри-
ческое напряжение тОкТ изменяется только благодаря
пластической деформации металла и не зависит от из-
менения компонентов напряжения в процессе отпуска.
Наблюдается своеобразная автономия эквивалентного
напряжения. Вследствие этого отпадает необходимость
рассматривать напряженные состояния на промежуточ-
ных этапах отпуска, так как отсутствует влияние пере-
распределения напряжений на эквивалентное напряже-
ние. Достаточно определить % один раз в конце отпуска,
чтобы рассчитать изменение напряжений в теле.
Ниже приведены расчетные формулы для сплошного
шара и сплошного цилиндра.
133
Сплошной шар. Воспользуемся формулой (119), вы-
ражающей напряжения после некоторого периода вре-
мени их снижения, положив ц = 0,5 и х=1.
Тогда
а )
аГ1 — ^аг0 “Ь ( 1 — X) 3ср0 — (1 — )-г=а) °ср0 f Rdr'i
r*=a J
r0
a
°0i—k°e0+(l —^)acp0 — (1 — i Rdr.
Г=Я v
(149)
Произведем выкладки вначале для напряжения <зГ1.
Подставим в уравнение (149) объемную силу R из урав-
нения (116), предварительно записав ее в следующем
виде:
/? = JLp3ro+(l -X)Зсро] + X 2(%—6°} ; (150)
аг Г
а
го
+(1 -X)3cpo]rfr+ $ X 2-(^г °-^dr. (151)
Го
Так как аГо = 0 при г=а, то после интегрирования
получим
вГх = 2 { dr. (152)
J г
То
Подставим объемную силу (150) в уравнение (149)
для % и проинтегрируем
а01 = Хзео-[-(1 — Х)аср — (1 — Xr-=a)cCp0+[tar0 + (l — ^) °ср0] | 4~
т^а г0
+ 2 J X (аг°~°е<>) dr=Ха6о-ХаГо + 2 -X(qro.~2»°) dr. (153)
Го Го
С учетом выражения (152) получаем из уравнения
(153)
°в j = (°е0—сго)+агх 5 (154)
134
Сплошной цилиндр. Необходимые для расчета фор-
мулы получим аналогично случаю сплошного шара.
В выражения (107) подставим ц—0,5; х=:1 и объемную
силу из уравнения (99):
аГ1 —-Х —(155)
Го
<зе, = л(3бо—+ (156)
Напряжение а21 определим исходя, из ez = const:
Зг1 = с;, + Д<д. (157)
Напряжение а* в уравнение (157) подставим из
уравнения (98).
При плоской деформации
да;=КД’;,+Ю- (158)
Величины Да" и Да" получим из уравнений (104):
Д<\ = До’t=— ХзГо — (I — X) асро. (159)
Окончательно получим
= X (aZo ~ аГо) + аГ1. (160)
СРАВНЕНИЕ РАСЧЕТНЫХ ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ
С ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫМИ ПОСЛЕ ОТПУСКА
Изложенный в настоящей главе расчетный метод оп-
ределения напряжений при отпуске содержит ряд допу-
щений. Кроме того, в практических расчетах отсутству-
ет возможность учесть объемную ползучесть, так как для
получения релаксационных кривых оСр нет технических
средств. Поэтому целесообразно сопоставить расчетные
значения напряжений с экспериментальными после от-
пуска. Следует, однако, заметить, что при проведении
такого сравнения всегда возникает неточность, вызван-
ная определением экспериментальных напряжений ме-
тодом разрезки. Поэтому образец, который служил для
определения начальных напряжений, не может быть
использован для определения напряжений после отпус-
ка. В качестве второго образца используется однотип-
ный образец. Полного совпадения начальных напряже-
135
ний в двух образцах, естественно, получить не удается.
Напряжения сравнивали на различных конструктивных
элементах: в пластинах с одноосными и двухосными
напряжениями, в сплошных цилиндрах с трехосными ос-
таточными напряжениями, а также в трубах с окруж-
ными напряжениями в кольцевых соединениях.
Пластины с прямолинейными стыковыми сварными
соединениями. Для сопоставления результатов, получае-
мых по расчетному методу, с действительным распре-
делением напряжений в пластинах после отпуска были
Рис. 52. Схема разрезки пластины со стыко-
вым швом на полосы и расположение баз при
экспериментальном определении напряжений
поставлены следующие эксперименты. Сваривали пла-
стины из стали СтЗсп толщиной 25 мм. Перед сваркой
для снятия начальных собственных напряжений после
прокатки пластины подвергали отпуску при температуре
650° С в течение 2 ч, пластины остывали с печью. Затем
их сварили за один проход под флюсом ОСЦ-45, на
флюсо-медной подкладке, без разделки кромок с зазо-
ром 7 мм, /=1000 А, £7 = 40 В, t»CB = 7,8 м/ч, ток перемен-
ный, присадочная проволока Св-08А диаметром 5 мм.
После сварки пластины имели размеры: длину 500 мм,
ширину 450 мм. Одна из пластин затем прошла отпуск
по режиму: нагрев со скоростью 300 град/ч; температу-
ра отпуска 500° С, выдержка 2 ч, охлаждение с печью.
136
Температура отпуска 500° С для стали СтЗсп выбрана
специально для того, чтобы снижение напряжений не
оказалось слишком значительным, когда остаточные на-
пряжения близки к нулю и сопоставление их с расчетом
практически невозможно.
Методом разрезки на полосы шириной по 9 мм, при
ширине реза 3 мм, с расположением трех мерительных
баз на каждой полосе
с двух сторон поверхности
пластины [24] (рис. 52)
определены остаточные
напряжения сгх (рис. 53).
Измеренные напряжения
в кгс/см2 приведены в
табл. 13. Обе эпюры не-
сколько неуравновешены,
До = 0,6 кгс/мм2. Эта не-
Рис. 53. Собственные остаточ-
ные напряжения ах в сварной
пластине:
/—после сварки перед отпуском; 2—
после отпуска

уравновешенность могла быть вызвана неучтенными по-
перечными напряжениями ву при измерении огх и соответ-
ственно влиянием их на продольные деформации ех,
а также возможной методической ошибкой в измерениях.
С целью проведения расчета были получены кривые
простой релаксации т0КТ от начальных уровней напря-
жений Ог = 6, 9, ’12, 15, 18 и 21 кгс/мм2 по методике, из-
ложенной в гл. IV. Причем от уровней <тг= 15, 18 и
21 кгс/мм2, соответствующих остаточным напряжениям
их в зоне сварного соединения со структурными превра-
щениями, кривые простой релаксации получали на об-
разцах, прошедших специальную термическую обработ-
ку, близкую к термическому циклу сварки: заготовки
137
размером 30X30X500 мм быстро нагревались до 1100° С
в печи и охлаждались на воздухе.
Таблица 13
У в см После сварки После отпуска
при у>0 СЛ- при у<0 ср сх при у>0 при у<0 ср
0 1850 1850 1850 720 720 720
1,2 1770 1710 1740 — — —
2,4 1460 1360 1410 610 600 605
3,6 1280 1210 1245 490 440 465
4,8 980 900 940 410 290 350
6,0 890 770 830 160 150 155
7,2 540 480 510 40 —60 —10
8,4 —10 ПО 50 —130 —210 —170
9,6 —450 —250 —350 —240 —250 —245
10,8 —720 —680 —700 —340 —340 —340
12,0 —760 —800 —780 -350 —360 —355
13,2 —820 —810 —815 —350 —350 —ЗэО
14,4 —850 —830 —840 —330 —330 —330
15,6 —830 —810 —820 —330 —360 —345
16,8 —850 —870 —860 —320 —400 —360
18,0 —860 —860 —860 —300 —450 —375
19,2 —880 —870 —875 —380 —400 —390
20,4 —870 —900 —885 —250 —360 —305
Изменение температуры во времени при проведении
испытаний на релаксацию (рис. 54) соответствовало
термическому циклу отпуска сварной пластины. Релак-
сационные кривые на рис. 54 представлены в координа-
тах а не в координатах тОкт =/(<)• Переход от
Ог к Токт осуществляется по формуле
ToKT=-V-’/=0,471O/.
О
(161)
Расчет напряжений в процессе отпуска производили
для четырех моментов времени: fi=0,5 ч, £2 = 1 ч, ^з—1,5 ч
и после полного остывания пластины (рис. 54), что
соответствовало температурам 185, 354, 500 и 20° С. Со-
ответственно этим температурам коэффициент Пуассона
был принят в расчетах для стали СтЗ равным согласно
экспериментальным данным 0,268; 0,283; 0,297 и 0,25
138
(см. гл. III). Напряжения определяли по формуле (78)
ст
при допущении, что х=1. Так как асРо =—- , то
3
^=ХаЛ(>+(1-2|*)(1-к)-^-
О
В
о
(162)
При одноосном напряжении аг=ох. Величину % для
отдельных точек пластины принимали в соответствии с
Рис. 54. Кривые простой
релаксации для стали
СтЗсп
распределением вх и определяли по данным на рис. 54
для интервалов времени 0—Л; h—12\ t2—и —/4. В ка-
честве начальных напряжений для расчета приняты экс-
периментальные значения из табл. 13. Результаты вычис-
лений изменения напряжений сгх в кгс/см2 в сварной пла-
стине в процессе отпуска сведены в табл. 14.
Параллельно с указанным расчетом был проведен
расчет напряжений без промежуточных вычислений на-
пряжений при разных А/, т. е. рассматривалось только
начальное и конечное распределение сгх без деления
времени отпуска на отрезки At Коэффициент ц принят
равным 0,25, так как начальная и конечная температура
равна 20° С. Результаты этих вычислений приведены в
последней графе табл. 14. На рис. 55 сопоставлены раз-
личные кривые распределения <ух. Сравнение кривых 1
и 2 показывает, что подсчет напряжений, выполненных
139
путем деления периода отпуска на несколько отрезков
(кривая 7), дает более низкие остаточные напряжения,
чем подсчет, выполненный упрощенно без промежуточ-
ных стадий (кривая 2). Это естественно, так как в пер-
вом случае напряжения, возникающие вследствие их
перераспределения из-за непостоянства деформаций,
релаксируют. В то же время во втором случае процесс
перераспределения напряжений учитывается в самом
конце, когда никакого дальнейшего изменения напряже-
ний уже не происходит. Для практических целей такое
упрощение допустимо, результаты вычислений отлича-
ются между собой незначительно.
Таблица 14
У в см СТ V ’ /=о /=0.5 ч / = 1,0 ч ст,, . / = 1,5 ч °х’ о-/4
0 1850 1725 1213 849 726 836
1,2 1740 1635 1158 811 694 797
2,4 1410 1365 1008 667 601 691
3,6 1245 1215 900 596 558 624
4,8 940 930 744 536 494 512
6,0 830 827 688 496 440 474
7,2 510 532 510 358 326 343
8,4 50 104 144 133 130 125
9,6 —350 —281 —225 — 186 —177 —200
10,8 —700 —596 —490 —333 —306 —328
12,0 —780 —671 —523 —359 —325 —360
13,2 —815 —703 —544 —376 —339 —372
14,4 —840 —727 —557 —387 —346 —382
15,6 —820 —708 —549 —379 —340 —375
16,8 —860 —745 —567 —394 —350 —389
18,0 —860 —745 —567 —394 —350 —389
19,2 —875 —760 —574 —401 —356 —396
20,4 —885 —768 —579 —404 —359 —399
21,6 —885 —768 —579 —404 —359 —399
Сопоставление расчетной кривой 1 с эксперименталь-
ной 3 указывает на хорошее совпадение величин оста-
точных напряжений там, где они максимальны, т. е. в
шве и примыкающей к нему зоне. В основном металле
в зоне сжимающих напряжений также наблюдается хо-
рошее совпадение экспериментальных и расчетных дан-
ных. Значительное расхождение результатов обнаружи-
вается в зоне больших градиентов напряжений. Это мож-
но объяснить разной шириной зоны пластических дефор-
маций сравниваемых образцов. Исходная эпюра неотпу-
140
(ценного образца на рис. 53, принятая в качестве на-
чальной при /—О для расчета, имеет большую ширину
зоны пластических деформаций, чем эпюра отпущенного
образца.
Пластины с осесимметричным распределением соб-
ственных напряжений. Для исследования релаксации
двухосных напряжений использовали пластины толщи-
/—расчетные с делением времени отпуска на участки; 2—
расчетные без деления времени отпуска на участки; 3—
экспериментальные
ной 25 мм из стали СтЗсп размером 520X520 мм. Поле
собственных напряжений создавали двусторонним на-
гревом центрального участка пластины ацетилено-кисло-
родным пламенем двух горелок. Для получения одина-
ковых полей напряжений в двух пластинах приняли
следующую последовательность их нагрева. Горелки за-
крепляли неподвижно напротив друг друга. Между ними
находилась тележка с закрепленными на ней тремя пла-
стинами: вспомогательной, на которой регулировали по-
ложение горелок и мощность пламен, и двумя экспери-
ментальными пластинами.
После регулировки пламени на вспомогательной пла-
стине тележка быстро передвигалась так, чтобы между
горелками оказался центр одной из основных пластин.
Нагрев производили в течение 1,5 мин горелками № 7.
Затем тележку также быстро передвигали для подвода
141
к. пламенам второй основной пластины, которая прогре-
валась в течение того же отрезка времени. Такая техно-
логия обеспечивала практически одинаковые условия
нагрева пластин до температуры 900° С в их центре.
Одна из пластин после нагрева и полного остывания
прошла отпуск по режиму: нагрев 300 град/ч, температу-
ра отпуска 500° С, выдержка 2 ч, охлаждение с печью.
Рис. 56. Пластина с двухосным осесимметричным полем
напряжений:
а—схема разрезки на полосы; б—схема расположения баз
Определение собственных напряжений в пластинах
до и после отпуска производили путем разрезки их на
полосы шириной по 20 мм в радиальном направлении от
центра пластины, как показано на рис. 56. Длина мери-
тельной базы под механический тензометр была 12 мм.
Базы наносились с двух сторон пластины. По результа-
там экспериментальных измерений были получены сред-
ние радиальные аг и тангенциальные о/ напряжения в
кгс/см2 в пластине до и после отпуска (табл. 15).
Для сопоставления расчетных и экспериментальных
уровней напряжений после отпуска были рассчитаны на-
пряжения и ое. За начальные напряжения аГо и ое0 в
круглой пластине диаметром 2а = 520 мм приняли экс-
периментальные напряжения <jr и oj на рис. 57. Эти на-
пряжения соответствуют кривым /, проведенным по экс-
периментальным точкам. Расчет производили с исполь-
зованием кривых простой релаксации на рис. 54 и пре-
дельной кривой (см. гл. III). Время отпуска разбивали
на девять интервалов: 0,25; 0,5; 0,75; 1,0; 1,25; 1,5 1,75;
142
Таблица 15
г в см До отпуска После отпуска Г=500 °C г в см До отпуска После отпуска Г=500 °C
Gr ГсР °^ср гср G*cp Gfcp °гср %р
0 2100 2100 865 865 10,8 1140 —12 440 —12
1,2 2070 1930 850 815 12,0 1060 —287 455 —95
2,4 2030 1780 805 743 13,2 960 —457 357 —136
3,6 1960 1570 840 650 14,4 770 —532 304 —170
4,8 1890 1360 795 537 15,6 600 —707 227 —240
6,0 1800 1000 740 427 16,8 565 —830 171 —238
7,2 1590 810 685 362 18,0 470 -922 105 —274
8,4 1470 660 600 282 19,2 430 —1000 61 —282
9,6 1390 400 525 158 20,4 246 —1050 45 —286
3,5 ч и после полного остывания. Коэффициенты Пуас-
сона приняты согласно экспериментальным данным по
графику на рис. 25.
б кгс1ммг
Рис. 57. Распределение двухосных собственных напря-
жений (7Г и Cq в пластине, которая нагревалась в цент-
ре:
/—после нагрева перед отпуском; 2—после отпуска
Расчет для каждого приближения производили по
формулам (93). Объемную и поверхностные силы R и
Rr=a определяли по формулам (91) и (92). Величина х
была принята равной единице. Конечные напряжения
ог и <т© представлены на рис. 58. Там же для сопостав-
ления приведены экспериментальные точки, полученные
143
при разрезке пластины после отпуска. В целом наблю-
дается удовлетворительное соответствие расчетных дан-
ных экспериментальным.
Сплошные цилиндры с трехосными напряжениями.
Значительный интерес представляет сопоставление трех-
осных полей напряжений. Для проведения экспериментов
б кгс/мм2
Рис. 58. Распределение собственных напряжений а, и
а0 в пластине после отпуска:
/—расчетные; 2—экспериментальные
были выбраны сплошные цилиндры диаметром 300 мм
и длиной 500 мм. Цилиндры имели центральное отвер-
стие диаметром 45 мм для заварки электрошлаковым
способом с целью создания собственных напряжений.
Заварка осуществлялась методом плавящегося мунд-
штука. Цилиндры и трубчатые мундштуки были из ста-
ли 20, электродная проволока Св-08Г2СА. Химический
состав (в %) примененных материалов приведен в
табл. 16.
Диаметр зоны проплавления заваренных образцов
составлял около 80 мм. Остаточные напряжения опреде-
ляли в одном цилиндре после сварки, а в другом — пос-
ле высокотемпературного отпуска по режиму: нагрев до
температуры 600° С со скоростью 150 град/ч, выдержка
при температуре отпуска 4 ч и медленное охлаждение.
При определении напряжений использовали метод Зак-
са [24], растачивая цилиндры изнутри и измеряя дефор-
мации снаружи после удаления каждого из слоев.
Механическим съемным тензометром измеряли базы
144
Таблица 16
Материал
Р Сг
Цилиндры ... 0,22 0,43 0,27
0,015 0,14
Трубки мундшту-
ков ............ 0,21 0,52 0,23
О'-, 042 0,023
Проволока . . . 0,09 1,98 0,88
0,034 0,023 0,12
Рис. 59. Сварной цилиндрический образец для измерения
остаточных напряжений до и после отпуска
длиной 100 мм, расположенные на поверхности цилинд-
ра в продольном и окружном направлениях. Имелись 24
продольные базы и 16 баз по окружности (рис. 59). Все
базы располагались в средней части цилиндров на уча-
стке 200 мм. Результаты измерения напряжений (в
кгс/см2) после сварки и после отпуска представлены
в табл. 17 * и на рис. 60, а, б.
Ввиду того, что начальное распределение напряжений
после сварки использовали для расчета напряжений,
необходимо было найти величины ог, и oz на участке
г=0ч-25 мм. Штриховые участки кривых проведены на
основании следующих расчетов: эпюры и oz должны
быть уравновешены в пределах полного сечения цилинд-
ра; на участке г=0-4-25 мм должно соблюдаться диффе-
ренциальное уравнение равновесия, связывающее ог и
* Экспериментальные измерения проведены совместно с У Цзу-
цянем.
145
ое. Неточности в описании кривых на участке 25 мм не-
существенны, потому что начальное распределение на-
пряжений в небольшой по объему центральной части
цилиндра не оказывает заметного влияния на релакса-
цию напряжений остальной периферийной части ци-
линдра.
Таблица 17
в мм Ge Qz
в мм
110
135
410 —1080 —540 1310
220 —1160 —820 1240
После сварки до отпуска
25 3480 1400 3950 2350
35 2740 420 2360 2160
45 2160 —180 1480 2000
55 1670 —440 955 1850
65 1340 —690 420 1760
80 925 —885 75 1570
95 665 —960 —230 1410
После отпуска
25
40
60
80
100
430
326
221
135
80
310
112
—67
—140
—162
580
472
268
80
—70
235
345
345
250
210
Рис. 60. Эпюры остаточных собственных напряжений в сплошных
цилиндрах:
с—после сварки до отпуска; б—после отпуска
Сварка вызвала в цилиндрах высокие напряжения,
превосходящие вследствие объемности напряженного со-
стояния предел текучести металла. Вблизи линии сплав-
ления при г^40 мм после отпуска (табл. 17) наблюда-
лись повышенные значения ог-, вызванные, вероятно,
укрупнением зерна в этой зоне и как следствие повышен-
ным сопротивлением металла релаксации напряжений.
Напряжения рассчитывали с использованием семейства
кривых простой релаксации, снятых на стали 20 в состо-
146
янии отжига (рис. 61). Предельная кривая показана
штриховой линией на рис. 61. Расчет производили на
ЦВМ для моментов времени, указанных ниже. Значения
ц, принятые в расчете на основе экспериментальных дан-
ных:
Рис. 61. Семейство кривых простой релаксации стали 20 в со-
стоянии отжига, снятых при термическом цикле отпуска
Зависимость X от сгг- для различных интервалов вре-
мени представлена на рис. 62. Величину X находили на
каждом интервале времени, например
X — п’5
Л1,5----------
с/1,0
где erf 1,5 и cFii.o — напряжения соответственно при t=
= 1,5 ч и /=1,0 ч. Для расчетов была принята линейная
аппроксимация до значений ог-, соответствующих пре-
дельной кривой сгг (см. рис. 42, е). В интервале
времени от t=8 ч до /к, соответствующего полному
147
Рис. 62. Величины % для различных моментов времени, показываю-
щие возможность их аппроксимации по линейному закону
Рис. 63. Сравнение экспериментальных и рас-
четных напряжений в цилиндре из стали 20 пос-
ле отпуска
охлаждению, происходило согласно кривым простой ре-
лаксации повышение эквивалентного напряжения от 180
до 200 кгс/см2 для одной из кривых и от 160 до
190 кгс/см2 для другой. В расчетах принято среднее зна-
чение ZK= 1,15. Интервал разбивки по г принят 0,5 см.
Сравнение расчетных и экспериментальных данных по-
казывает вполне удовлетворительное совпадение кривых
Or и и несколько худшее для az (рис. 63, табл. 18).
Последнее можно объяснить тем, что опыты проводились
на сравнительно коротком (L = 500 мм) по сравнению с
диаметром (£>=300 мм) цилиндре. Это вносило погреш-
ности.
Таблица 18
г в см Начальное распределение напря- жений, принятое для расчетов на основании экспериментальных данных в кгс/сма Расчетные напряжения после отпуска в кгс/см2
1 ’Оо | ’г» 'к X G ~ к
0 4000 4000 6000 465 465 733
1 3930 3750 5700 457 446 717
2 3700 3000 4840 441 386 667
3 3070 850 3070 389 206 487
4 2435 100 1865 330 104 367
5 1900 —330 1140 278 32,9 259
6 1500 —600 635 233 —22,3 177
7 1180 —765 265 194 -66,8 108
8 925 —885 75 159 —102 55,2
9 735 —935 —165 129 —133 1,17
10 565 —1030 —350 102 —159 —44,1
И 410 —1080 —540 77,0 — 181 —86,7
12 335 —1100 —700 54,9 —199 —125
13 230 —1150 —780 34,9 —216 — 154
14 100 —1160 —810 16,7 —230 —178
15 0 —1160 —820 0 —244 —188
Кольцевые сварные соединения в трубах. В исследо-
вании использовали трубы из стали 20 (DHap=150 мм)
с толщиной стенки 12 мм, длиной 250 мм. Перед сваркой
для ликвидации начальных напряжений в заготовках
трубы проходили отпуск в течение 2 ч при £ = 650° С.
Трубы попарно сваривали в защите углекислого газа за
два прохода при наличии V-образной разделки. Режим
сварки /св=280 А; С/д = 35 В; VCB = 20 м/ч; диаметр про-
волоки 1,5 мм.
Собственные остаточные напряжения в кольцевом
соединении трубы определяли методом разрезки. Пред-
149
полагали, что окружные напряжения осесимметрич-
ны и равномерно распределены по толщине стенки тру-
бы. Трубы разрезали на кольца шириной по 9 мм каж-
дое. Деформации колец в окружном направлении
определяли с помощью механического съемного дефор-
мометра с базой 10 мм (рис. 64). При подсчете напряже-
ний принимали среднюю величину деформации на шести
базах каждого кольца. Расстояние между соседними ба-
зами в осевом направлении составляло 15 мм. Одна из
Рис. 64. Схема расположения баз и разрезки трубы
на кольца для определения собственных напряжений
труб прошла отпуск при температуре 500° С в течение
2 ч, нагрев производился с равномерной скоростью в те-
чение 1,5 ч. Температура отпуска 500° С была выбрана
специально, чтобы остаточные напряжения после отпус-
ка оказались не слишком малыми и позволили провести
сравнение расчетных и экспериментальных данных.
В табл. 19 представлены результаты измерений оста-
точных напряжений после сварки перед отпуском и
после отпуска при температуре 500° С. Оказалось, что
при см напряжения близки к нулю, так как най-
денные при этих z величины соизмеримы с ошибкой из-
мерений. Для проведения расчетов необходимо было
получить семейство кривых простой релаксации при тер-
мическом цикле отпуска (рис. 65). Трубчатые образцы
для релаксации вырезали из тех же труб, которые сва-
ривали для проведения опытов по измерению напряже-
ний. Трубчатые образцы необходимого диаметра изго-
товляли из трубных заготовок с первоначальной толщи-
ной стенки 25 мм, обточенных затем на толщину 12 мм.
Наиболее значительные напряжения после сварки, как
показали измерения, были в шве и околошовной зоне,
которые при сварке охлаждаются с высокой скоростью.
Для имитации структуры этих зон заготовки образцов,
предназначавшихся для испытаний от напряжений (Уго =
150
= 17 и 13,5 кгс/мм2, прошли следующую термическую
обработку: быстрый нагрев до температуры Т= 1100° С,
охлаждение в масле. Остальные кривые релаксации по-
лучали на образцах, имевших структуру основного ме-
талла.
Таблица 19
Z в см в кгс/сма
при поло- жительном Z при отри- цательном Z среднее при поло- жительном Z при отри- цательном Z среднее
0 4-1320 + 1320 + 1320 + 660 +660 + 660
1,5 + 1210 +440 +825 +220 +220 +220
3,0 —403 —330 —366 —403 —484 —443
4,5 —733 —622 —677 —292 —330 -311
6,0 —293 —292 —292 —220 — 147 -183
7,5 + 110 0 +55 —74 —37 —55
9,0 —74 +70 —2 — 147 —74 —НО
10,5 —74 +70 —2 —26 —37 —31
12,0 — 174 0 —73 —26 +74 +23
13,5 0 —70 -35 0 —74 -37
Рис. 65. Семейство
кривых простой ре-
лаксации стали 20 из
..заготовок труб, сня-
тых при термическом
цикле отпуска
Расчет напряжений после отпуска производили при-
ближенно. Весь период релаксации разбивали на два ин-
тервала времени: первый от /=0 до /=1 ч 20 мин, вто-
рой от /== 1 ч 20 мин до полного остывания. Величина р
принята для первого интервала времени равной 0,291.,
что соответствует температуре 432° С, для второго р=
=0,25, т. е. для 7=20° С. На рис. 66 представлены м
для первого периода времени и Ля для второго. В каче-
стве начальных напряжений в расчетах приняты средние
151
напряжения, измеренные в трубе после сварки (штрихо-
вая линия на рис. 67). Интервал разбивки в направлении
оси OZ был равен 1 см. Напряжения при z>8 см- при-
няты равными нулю.
В расчетах при определении <тг- учитывали касатель-
ные напряжения т,:, которые находили, используя диф-
Рис. 66. Зависимости и А*
от напряжения аг-, которые
использовались в расчете
ференциальное уравнение равновесия (137). Интегриро-
вание выполняли численно. Расчет производили в соот-
ветствия с формулами гл. IV. Итоговые результаты
расчетов сведены в табл. 20. На рис. 67 сопоставлены
Таблица 20
Z а _ “0 1 1 х 1 1 Ч2
в см г I кгс/сма 1 КГС/СМ2 кгс/мма
0 1320 0 1320 0,700 951 0 951 0,476 495
1 1000 168 1042 0,700 717 120 745 0,554 416
2 410 270 622 0,728 298 193 447 0,650 190
3 —366 274 598 0,730 —285 194 441 0,654 —207
4 —700 196 778 0,714 —523 136 573 0,596 —340
5 —550 106 580 0,732 —412 68,1 428 0,658 -282
6 —292 44,8 302 0,760 —220 22,3 224 0,745 —160
7 —60 19,3 68,3 0,784 —40,1 3,5 40,3 0,820 —24,4
8 Ч-35 17,5 46 0,785 4-33,9 3,0 34,3 0,825 4-34,8
расчетные и экспериментальные кривые остаточных на-
пряжений после отпуска, расхождение которых имеет
следующее объяснение.
В точке z = 0 находится шов, свойства металла кото-
рого вследствие легирования проволокой должны отли-
152
чаться большей релаксационной стойкостью, чем основ-
ной металл. Этим можно объяснить высокие экспери-
ментальные значения с? при z—О. На участке перехода
от растягивающих напряжений к сжимающим (г=1,54-
3 см) кривые идут почти параллельно. Это может быть
вызвано некоторым различием в ширине зон пластиче-
ских деформаций сравни-
ваемых образцов: боль-
шая ширина зоны неотпу-
щенного образца, кото-
рый был принят как ис-
ходный, могла привести
к соответствующему воз-
растанию ширины зоны
растягивающих напряже-
бу кгс[см‘
1000
1200
Рис. 67. Окружные
напряжения в
сварном кольцевом
соединении трубы:
1—’после сварки до отпу-
ска; 2—после отпуска,
экспериментальная; 3—
после отпуска, расчетная
-ООО
-600
800
О 1
-200
ний в расчетном варианте. Характер кривых — расчетной
и экспериментальной — близок.
Давая оценку степени совпадения расчетных и экс-
периментальных кривых в целом, необходимо отметить,
что во всех рассмотренных случаях имеется удовлетво-
рительная для практических целей сходимость результа-
тов, свидетельствующая о целесообразности использо-
вания кривых простой релаксации для расчета процес-
сов, мало отклоняющихся от постоянных деформаций.
ГЛАВА. V
О РАЦИОНАЛЬНОМ ИСПОЛЬЗОВАНИИ
ОТПУСКА ДЛЯ СВАРНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
СВАРНЫЕ КОНСТРУКЦИИ, ТРЕБУЮЩИЕ ОТПУСКА
Проведение отпуска сварных конструкций вызывает
удорожание стоимости их изготовления [134], удлиняет
цикл производства, требует строительства печей или да-
же специальных сооружений. Не всегда отпуск желате-
лен и с технической точки зрения. В некоторых случаях
работы сварных конструкций при переменных нагрузках
обнаруживается отрицательное влияние отпуска.
Вопрос о необходимости отпуска тех или иных групп
сварных конструкций в общей постановке является од-
ним из наиболее сложных. Известны частные рекомен-
дации по назначению или отмене отпуска конкретных
конструкций, опирающиеся на практический положи-
тельный или отрицательный опыт [17, 69, 101, 123, 136],
причем в ряде случаев высказываются противоположные
точки зрения [101, 123]. О различии точек зрения по од-
ному и тому же вопросу свидетельствуют и результаты
дискуссий, которые проводились у нас в стране в начале
50-х годов. Автор рекомендует ознакомиться со статьей
Г. А. Николаева [96], где в сжатой форме изложено су-
щество затронутых вопросов и приведены ссылки на
статьи участников дискуссий. Широкое обсуждение да-
ло толчок к проведению исследований отдельных типов
конструкций, в частности работающих при переменных
нагрузках. Международный институт сварки не раз воз-
вращался к вопросу о необходимости термической обра-
ботки (отпуска) сварных конструкций [132]. По заклю-
чению X комиссии МНС практика снятия напряжений
основана в различных странах не столько на научных
исследованиях, сколько на традиции и опыте крупных
заводов. Предпринимались попытки высказать общие
рекомендации по определению целесообразности терми-
154
ческой обработки сварных конструкций [документ МИС
XI—45—60; 169]. Вероятно, наиболее правильным подхо-
дом к оценке необходимости проведения отпуска являет-
ся конкретный анализ в каждом отдельном случае (131,
162, 170]. Отсутствие, специальных широких исследова-
ний по изучению целесообразности отпуска сварных кон-
струкций не позволяет дать исчерпывающие ответы на
все возникающие в производстве конструкций вопросы.
Поэтому представленные ниже рекомендации следует
рассматривать как претендующие на формулировку ме-
тодического подхода при определении необходимости от-
пуска сварных конструкций.
Число факторов, которые должны быть приняты во
внимание при назначении отпуска, велико. Это измене-
ние механических и физических свойств металла, экс-
плуатационная прочность конструкции, возможность
хрупких разрушений при пониженных температурах,
появление холодных трещин и коррозионное растрески-
вание, степень ответственности конструкции, деформи-
руемость деталей во время механической обработки и
эксплуатации, необходимая степень сохранения точно-
сти, достигнутой при обработке, экономические и орга-
низационные соображения. По существу комплекс пере-
численных факторов выходит за пределы поставленных
в книге задач и относится к машиностроению в целом.
Анализ характера обсуждения вопросов при опреде-
лении необходимости отпуска для новых типов сварных
конструкций показывает, что на первый план обычно
выдвигают два обстоятельства: а) имеющийся опыт про-
изводства и эксплуатации аналогичных конструкций,
б) наличие оборудования для проведения отпуска.
Нередко при достаточных мощностях термических
цехов отпуску подвергают сварные конструкции, для ко-
торых он не нужен. Наоборот, некоторые крупногабарит-
ные конструкции, отпуск которых повысил бы их каче-
ство, вынуждены производить без отпуска из-за отсут-
ствия очень крупных печей или из-за больших затрат.
Вследствие этого наблюдаются следующие тенденции:
а) происходит совершенствование конструкций, для ко-
торых отпуск нужен, но не может быть проведен. Идут
на создание более рациональных форм сопряжения эле-
ментов, применяют более качественные металлы, улуч-
шают технологию сварки и совершенствуют контроль
качества; б) по мере роста загрузки термических цехов
155
новой продукцией вследствие повышения объема произ-
водства сварные детали, для которых отпуск не требу-
ется, снимают с этой операции или стремятся сократить
продолжительность их отпуска.
Эти тенденции указывают на то, что при необходи-
мости можно во многих случаях на стадии конструиро-
вания и разработки технологии ориентироваться на из-
готовление сварных конструкций без применения отпус-
ка, находя более грамотные конструктивные и
технологические решения. Однако иногда отпуск необ-
ходим, и тогда следует принимать во внимание перечис-
ленные ниже соображения.
Все сварные конструкции целесообразно первона-
чально разделить на две группы: группа А — сварные
конструкции, подлежащие нормализации или закалке;
группа Б — сварные конструкции, не требующие норма-
лизации или закалки.
Вопрос об отпуске деталей группы А решается одно-
значно в связи с тем, что после закалки или нормализа-
ции сварные конструкции обычно подвергают отпуску.
Отпуск для сварных конструкций группы Б может
быть назначен либо на основании признаков прочности,
либо на основании признаков точности.
Признаки прочности. Разрушения сварных конструк-
ций могут наступить в результате отрицательного влия-
ния сварочных пластических деформаций, остаточных
напряжений или по причине сильного уменьшения пла-
стичности металла вследствие быстрого его остывания
при сварке. Если отпуск способен существенно повысить
сопротивляемость сварной конструкции разрушениям,
то такие конструкции целесообразно подвергать отпуску.
I. Механические свойства металла сварного соедине-
ния или его структура требуют изменений, которые мо-
гут быть достигнуты применением отпуска, например
смягчение закалочных структур, ускорение распада ос-
таточного аустенита и т. д.
2. Сварное изделие во время эксплуатации или пере-
возки охлаждается до температуры, при которой воз-
можны хрупкие разрушения металла конструкции. Зоны
концентрации пластических деформаций и остаточных
напряжений могут быть очагами хрупких разрушений, а
накопленная потенциальная энергия от собственных на-
пряжений — причиной быстрого распространения тре-
щин. Хрупкие протяженные разрушения в металле тол-
156
щиной до 10 мм возникают обычно редко. Отрицатель-
ное влияние зон концентрации пластических деформаций
и остаточных напряжений начинает сильно сказываться
при низкой ударной вязкости. Если конструкция окажет-
ся в температурных условиях, когда ан<2—3 кгс м/см2,
то целесообразно назначить отпуск. Лучше ориентиро-
ваться на испытания ударной вязкости на образцах с
более острыми надрезами, чем надрез Менаже, когда
работа распространения трещины составляет большую
часть в полной работе, затрачиваемой при испытании на
удар. Таким образцом может быть образец Шарпи с V-
образным надрезом. К сожалению, сложившихся нор-
мативов допустимых минимальных величин ударной вяз-
кости на образцах Шарпи с V-образным надрезом не
имеется.
3. Ряд сварных конструкций должен подвергаться от-
пуску в соответствии с указаниями правил Госгортех-
надзора, хотя следует отметить, что некоторые указания
о термической обработке сварных конструкций ие содер-
жат достаточно обоснованной мотивировки.
4. В сварных соединениях даже при отсутствии ка-
ких-либо отклонений от рациональной технологии могут
возникать высокие остаточные напряжения, большие от
вследствие объемного характера их распределения [24].
Остаточные напряжения в электрошлаковых соединени-
ях зависят от толщины листа и длины шва. При опре-
делении необходимости отпуска конструкций с соедине-
ниями, выполненными электрошлаковым способом, целе-
сообразно пользоваться данными на рис. 68.
В многослойных прямолинейных швах при условии
попеременной сварки с двух сторон, исключающей на-
копление пластических деформаций, обычно трехосные
растягивающие напряжения не образуются. Один из
компонентов напряжений в глубине металла сжимаю-
щий. Однако при больших толщинах энергоемкость сое-
динений становится значительной. Поэтому целесообраз-
но при толщине многослойных швов более 150 мм также
назначать отпуск.
5. Существует большая группа сварных соединений,
в которых при сварке и остывании развиваются значи-
тельные пластические деформации и остаточные напря-
жения. Это соединения с непроваром в корне шва, если
число валиков более 5, а элементы могут совершенно
беспрепятственно поворачиваться относительно друг
157
друга (рис. 69, а—г). Если непровар отсутствует, но ко-
рень шва содержит резкие переходы к основному метал-
лу, а листы также свободно поворачиваются относитель-
но друг друга (рис. 69, д—ж), то опасная концентрация
пластических деформаций возникает при числе слоев
Рис. 68. График, поз-
воляющий разделить
сварные конструкции
с прямолинейными
электрошлаковыми
соединениями на две
группы в зависимости
от объемности на-
пряженного состояния
примерно более 8. В случае плавного оформления корня
шва, но свободного поворота элементов при односторон-
ней заварке шва, заметная концентрация пластических
деформаций возникает при толщинах более 40 мм, если
число слоев примерно выше 10.
Значительные пластические деформации образуются
при пересечении швом непроваренных мест (рис. 70, а, б,
и, к), а также при сварке в жестком контуре (рис. 70,
г—з) или при окончании электрошлакового шва на сва-
риваемом элементе (рис. 70, з).
В кольцевых соединениях возникает изгиб поперек
шва вследствие упругости свариваемых элементов.* При-
чем при разделке наружу (рис. 71, з) изгиб значитель-
нее, чем при разделке внутрь (рис. 71, а).
Г. П. Карзов исследовал случаи накопления дефор-
маций и напряжений в корнях кольцевых многослойных
швов с полным проваром ;[61] (рис. 71, а, б). Некоторые
результаты этого исследования представлены на рис. 72.
Заметные растягивающие напряжения возникают при
/?Ср
разделке наружу, если ---->10-*- 12, и при разделке
5
158
Z?cp
внутрь, если -7- > 30-н 35.При наличии непроваров (рис.
в
71, в, г) концентрация напряжений опасна при меньших
—— . При электрошлаковой сварке кольцевых швов с
о
подкладными кольцами или замковыми соединениями
Рис. 69. Сварные соединения, имеющие в корне шва
значительные концентраторы напряжений
также возникает концентрация пластических деформа-
ций (рис. 71, и, к). В круговых швах концентрация пла-
стических деформаций и высокие радиальные растяги-
вающие напряжения появляются по мере уменьшения
отношения —и роста толщины S металла (рис. 71, д—
в
з). Вероятно, при толщинах £>304-50 мм в зависимости
от следует назначать отпуск. Однако этот случай поч-
ти не исследован.
Перечисленные в данном пункте сварные соединения,
в которых возникает значительная пластическая дефор-
мация, должны подвергаться отпуску.
6. Отпуску должны подвергаться сварные конструк-
ции из металлов, для которых специальными исследо-
ваниями установлена необходимость термической обра-
159
ботки из-за появления холодных трещин или коррозион-
ного растрескивания.
Признаки точности. Точность неотпущенных сварных
конструкций может нарушаться как при механической
обработке, так и при перевозке или эксплуатации. Сте-
Рис. 70. Сварные сое-
динения, в которых
возникает значитель-
ная пластическая де-
формация:
а, б, и, к—швы пересе-
кают непроверенные уча-
стки ; в—3—остывание
металла происходит в
жестком контуре
пень нарушения точности целесообразно оценивать, ори-
ентируясь либо на допуски точности для механической
обработки, либо на характеристики эксплуатационной
жесткости, указанные в технических условиях на изде-
лие. Изменение точности в неотпущенных конструкциях
неизбежно. По-видимому, отклонение в 10% от заданной
величины точности или жесткости можно принять как
технически допустимое, не отражающееся существенно
на качестве изделия, хотя это отклонение нужно рас-
сматривать как ориентировочное. Требование, содержа-
щееся в некоторых технических условиях и предписы-
160
вающее подвергать отпуску все механически обрабаты-
ваемые конструкции, очевидно, слишком категорично,
так как не принимает во внимание жесткость сварных
деталей.
По-видимому, нужно подвергать отпуску следующие
сварные конструкции, изменяющие свои размеры при
механической обработке.

,, в)

«л
Рис. 71. Кольцевые и круговые сварные соединения
1. Конструкции, которые во время механической об-
работки при съеме металла на полную величину при-
пуска изменяют свои размеры более чем на 10% вели-
чины допуска на точность, указанного в чертежах.
2. Конструкции, стоимость механической обработки
которых (ступенчатой — за несколько переходов с целью
получения деформаций менее 10% допуска на точность)
оказывается более высокой, чем стоимость отпуска для
снижения напряжений.
3. Конструкции, рассчитываемые на прочность и же-
сткость или только на прочность, например элементы
кранов, кузнечно-прессовое и прокатное оборудование,
рамы и т. п., которые после нагружения максимальны-
ми эксплуатационными нагрузками приобретают оста-
точные деформации (перемещения), превышающие 10%
величины деформаций (перемещений), создаваемых экс-
плуатационными нагрузками или допускаемых техниче-
скими условиями.
4. Конструкции, рассчитываемые на жесткость, на-
пример станки, корпуса редукторов и механизмов и т. п.,
которые после нагружения максимальными эксплуата-
ционными нагрузками, вибрации при транспортировке
или распада неустойчивых составляющих структуры
приобретают остаточные деформации (перемещения),
превышающие 10% величины допуска на точность, ука-
занного в чертежах.
-///--------—j---------
Рис. 72. Влияние ориентации разделки на величину
расчетных поперечных напряжений ог в корне V-об-
разного кольцевого шва:
/—разделка с раскрытием наружу; 2—то же, с раскрытием
внутрь; пг—число слоев; сгт—предел текучести
5. Сварные конструкции, испытывающие в эксплуа-
тации незначительные нагрузки (станины приборов, из-
мерительные устройства), которые в результате вибра-
ции при транспортировке или распада остаточного
аустенита приобретают остаточные деформации (переме-
щения), превышающие 10% величины допуска на точ-
ность, указанного в чертежах.
Ниже даны основные положения некоторых методик
по определению искажений размеров простейших свар-
ных конструкций.
162
Основные положения методики определения переме-
щении при механической обработке. Величина переме-
щении, возникающих при механической обработке, за-
висит от жесткости детали и ее конфигурации, объема
снимаемого металла и собственных напряжений в этом
металле. Если металл при механической обработке сни-
мается в зоне сварного соединения, которая нагревалась
при сварке выше 250° С, то приближенно можно пола-
Рис. 73. Сварная балка коробчатого сечения
гать, что в снимаемом металле в направлении вдоль шва
действуют растягивающие напряжения, близкие к пре-
делу текучести металла. За пределами указанной зоны
обычно действуют продольные сжимающие напряжения,
величина которых зависит от соотношения площадей
зоны пластических деформаций и основного металла.
Напряжения могут оказаться в пределах от нуля до
0,3от и даже выше, последнее, правда, маловероятно.
В приближенных расчетах для машиностроительных
конструкций, в которых, как правило, зоны пластических
деформаций малы по сравнению с полным сечением де-
тали, напряжения сжатия могут быть приняты около
(0,1— 0,2) от.
Рассмотрим пример расчета для сварной балки ко-
робчатого сечения, представленной на рис. 73, из стали
СтЗ. Необходимо определить прогиб при съеме метал-
ла по всей длине балки на глубину 4 мм в двух зонах
А по 40 мм каждая. Допустим, что механическая обра-
ботка производится в зонах, где собственные напряже-
ния равны с>т, т. е. для стали СтЗ около 2200 кгс/см2.
Момент, создаваемый силами, равен
(163)
163
где F — площадь поперечного сечения снимаемого ме-
талла;
е — плечо действия сил;
Л4 = 2 • 4 • 0,4 • 2200 (30—0,2) = 209 500 кгс • см.
Момент инерции сечения относительно оси у—у /у—
= 215000 см4, прогиб по длине Л = 150 см составит
209500:.150_2 ... = 0,00137 см—0,0137 мм.
J SEJ 8-2-106.215 000
Рис. 74. Балка длиной L с
поперечным сварным швом,
в зоне которого имеются
напряжения вх
При съеме металла по всей верхней поверхности про-
гиб был бы меньше, так как сжимающие напряжения,
действующие за пределами зоны растяжения, создают
противодействующий момент.
При механической обработке в зоне поперечных свар-
ных соединений (рис. 74, а) возникает местный изгиб с
образованием угла излома ф (рис. 74, б). Это происхо-
дит потому, что снимается металл, имеющий собствен-
ные напряжения, показанные эпюрой на рис. 74, а.
Если известны величина и распределение напряже-
ний ох, то угол ф может быть определен по следующей
формуле:
BJy ’
(164)
где S = Fe — статический момент площади поперечного
сечения F, снимаемого при механической
обработке металла относительно оси У—У
в см3;
Fa — площадь эпюры собственных напряжений
ох в кгс/см;
Jy — момент инерции поперечного сечения бал-,
ки в см4.
164
Зная ф и длину балки Л, можно определить прогиб
Если жесткость узлов крепления детали к столу
станка мала по сравнению с жесткостью обрабатывае-
мой детали, то прогиб возникнет сразу после механиче-
ской обработки. В случае малой жесткости детали и
достаточно прочного ее крепления к столу прогиб обна-
ружится только после освобождения детали от закрепле-
ний. Рекомендации по определению деформаций свар-
ных элементов при механической обработке имеются
также в книге [105].
Основные положения методики определения переме-
щений, возникающих при нагружении или вибрации.
При нагружении сварной конструкции металл может
пластически деформироваться в тех зонах, где сложение
остаточных напряжений с рабочими вызывает суммар-
ное напряжение, превышающее предел текучести метал-
ла. Это означает, что зоны, охваченные пластической
деформацией, не оказывают при нагружении значитель-
ного сопротивления, т. е. выключены из работы сечения.
При снятии нагрузки сечение детали работает уп-
руго.
Разность перемещений, возникших при нагрузке и
разгрузке, представляет собой остаточное перемещение.
Рассмотрим изложенное на примере балки, представлен-
ной на рис. 73. Предположим, что балка нагружается
действующим равномерно по длине изгибающим момеш
том Л1, создающим на нижней поверхности балки напря-
жения растяжения. Необходимо определить остаточный
прогиб. Заштрихованные в нижней части рис. 73 зоны
пластических деформаций имеют собственные напряже-
ния растяжения, близкие к сгт, и при нагружении не уча-
ствуют в работе сечения. Следовательно, момент инерции
сечения при нагружении составит приближенно, если
пренебречь смещением центра тяжести сечения,
/цагр~/у /пл, (16о)
где /Пл — момент инерции заштрихованных площадей
зон пластических деформаций относительно
оси У—У.
Остаточный прогиб /ост составит величину:
ML^ ML2 = ML2 7ПД fl66)
/ост 8^(7^-/^) 8EJy 8Е * 1 7
165
Отношение остаточного прогиба к проектному
может быть вычислено по следующей приближенной
формуле:
=-----4л- . (167)
f JИ 4л
Для сечения, представленного на рис. 73, прибли-
женно получаем
J,,., 2Рпяе^= 2 (4• 2+2 • 2) • 282= 18 800 см1;
_/ось-------18800----=0 Одб
f 215 000 — 18 800
Остаточный прогиб в данном случае составит около
9,6% эксплуатационного. Более подробные сведения об
определении остаточных перемещений после нагружений
приведены в работе [105].
Вибрация вызывает снижение собственных напряже-
ний в зонах, где они максимальны [70]. Степень сниже-
ния напряжений зависит от амплитуды переменных на-
пряжений и уровня исходных собственных напряжений.
В приближенных расчетах, если вибрация создается
транспортировкой, ударными пневматическими инстру-
ментами (молотками, зубилами) и т. п., то можно пола-
гать, что снижение напряжений в зонах, где они близ-
ки к с>т, составляет не более 0,1—ОДбОт. При несиммет-
рично расположенных зонах пластических деформаций
или при несимметричных вибрационных нагрузках воз-
можно появление остаточных прогибов.
В сварных конструкциях из легированных сталей пос-
ле сварки может происходить распад остаточного аусте-
нита [86]. В зонах, .нагревавшихся выше температуры
800—850° С, объем металла будет увеличиваться.
Эффект превращения остаточного аустенита может
быть оценен по величине 8аус, показывающей относи-
тельную деформацию удлинения металла. Фиктивная
расчетная сила Раус, действующая на конструкцию в зо-
не сварного соединения после распада аустенита, может
быть определена по формуле
^аус ~ F Саус- (168)
Величины 8аус для некоторых сталей и периода вре-
мени 6 месяцев, полученные путем обработки экспери-
166
ментальных данных А. В. Мордвинцевой, приведены
ниже:
Сталь 12Х5МА 20ХГСНА ЗОХГСА 25ХГСА 23Х2НВФА
еаус’16® 17,6 15,8 12,0 12,6 11,3
РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЙ ПО СНИЖЕНИЮ
НАПРЯЖЕНИЙ ПРИ ОТПУСКЕ
Основное назначение исследований, проводимых по
снижению напряжений при отпуске,— найти рациональ-
ные и экономичные режимы отпуска, обеспечивающие не-
обходимое уменьшение собственных напряжений при ми-
нимальных затратах средств.
Выполняемые исследования можно классифициро-
вать в зависимости от применяемых методов: а) иссле-
дование релаксации напряжений на образцах металла,
в которых напряжения созданы искусственно, а термиче-
ский цикл при испытании воспроизводится близким к ре-
альному при отпуске конструкции; б) исследование
собственных напряжений непосредственно на элементах
конструкций или даже на самих конструкциях; в) рас-
четное определение изменения напряжений на основе
использования кривых простой релаксации и начального
распределения собственных напряжений.
Каждое из направлений имеет свое назначение, а
также свои преимущества и недостатки.
Исследование релаксации напряжений на образцах
позволяет относительно просто получить кривые релак-
сации при различных температурах, термических циклах
и свойствах металла. Результаты исследований позво-
ляют составить представление о многих закономерно-
стях поведения металлов при различных режимах от-
пуска. Кривые простой релаксации служат исходными
данными для расчетов изменения напряжений в много-
осных полях (см. гл. III). Однако кривые простой релак-
сации не позволяют непосредственно установить измене-
ние напряжений при сложном их распределении, напри-
мер при объемном в массивных телах.
Напряжения, найденные в элементах сварных конст-
рукций, позволяют точно судить о результатах отпуска.
Они и являются наиболее убедительным материалом,
167
свидетельствующим о степени эффективности проведен-
ного отпуска. Однако такие исследования весьма трудо-
емки, часто невозможны и не позволяют установить
многие закономерности. Некоторые результаты опреде-
ления собственных напряжений после отпуска сварных
соединений были приведены в гл. II и IV.
Расчетное определение изменения собственных напря-
жений во время отпуска позволяет изучить закономер-
б кгс/мм2
10
20
10
5)
Рис. 75. Релаксация на-
пряжений в сварных со-
единениях стали В (см.
рис. 34); начальное на-
пряжение 50 кгс/см2;
------сварные соединения;
6=20 мм: |-------образцы-
имитаторы
ности релаксации сложных полей напряжений в деталях
разнообразных конструктивных форм. Но в расчетном
методе используются допущения, что снижает его точ-
ность. В гл. IV приведены результаты некоторых рас-
четов. Сочетание всех трех методов исследования — ме-
тода релаксации напряжений, экспериментального опре-
деления напряжёний в элементах конструкций и расчет-
ного метода — дает наиболее полное представление о
закономерностях снижения напряжений при отпуске
сварных конструкций. Излагаемые ниже выводы полу-
чены на основе такого подхода к исследованию напря-
жений.
Существует ряд отечественных работ, в которых экс-
периментальным путем определяли одноосные остаточ-
ные напряжения в сварных соединениях до и после от-
пуска * [84].
Из зарубежных исследований этого плана слел¥ет
отметить работу И. Танаки (документ МИС X—568—
* Г. А. Николаев. Деформации, вызываемые сваркой в простей-
ших элементах конструкций. Докторская- диссертация. МВТУ им.
Баумана, 1939.
168
70), в которой наряду с получением кривых релаксации
исследовались напряжения и в сварных швах. Напри-
мер, на рис. 75, а представлено изменение собственных
напряжений в сварных образцах и образцах, имитирую-
щих сварное соединение (рис. 75, б). Температура отпус-
Рис. 76. Остаточные напря-
жения на поверхности свар-
ной плиты, сталь 20ГС:
а—после сварки до отпуска; б—
после отпуска; {/—расстояние от
оси шва; вх и ау—напряжения
вдоль и поперек шва
ка сильно влияет на снижение напряжений, в то время
как увеличение продолжительности выдержки предостав-
ляет ограниченные возможности для дальнейшего их
снижения.
Одна из закономерностей релаксации одноосных на-
пряжений состоит в том, что эпюры до и после отпуска
подобны (см. рис. 53), если в сварном соединении отсут-
ствуют зоны с неустойчивыми структурами. В противном
случае превращения, сопровождающиеся объемными
изменениями, искажают подобие эпюр напряжений [381.
Двухосные поля остаточных напряжений также обыч-
но подобны (см. рис. 57). На рис. 76 представлены ре-
зультаты измерений остаточных напряжений до и после
отпуска в плите размером 2700X2800X350 мм из стали
20ГС, сваренной электрошлаковым способом проволокой
10Г2. Остаточные напряжения определяли на поверхно-
сти плиты на расстоянии 1100 мм от края в сечении,
169
перпендикулярном к оси шва. Напряжения определяли
съемным механическим деформометром с базой измере-
ния 10 мм путем подрезки столбика металла полым
сверлом с внутренним диаметром 16 мм на глубину 8—
10 мм. Отпуск проводили по принятому на заводе ре-
жиму: нагрев в течение 20 ч, выравнивание температу-
ры 11 ч, выдержка 30 ч, охлаждение с печью до 200° С,
температура отпуска 580° С. Напряжения заметно сни-
зились, наблюдалось подобие в характере распределе-
ния напряжений до и после отпуска.
Релаксация двухосных напряжений также зависит от
температуры и продолжительности выдержки при отпус-
ке. На рис. 77, б представлены результаты измерений
релаксации двухосных напряжений в пластинах из ста-
ли СтЗ (рис. 77,а), которые для создания начальных
напряжений нагревали в центре. Остаточные напряжения
определяли путем измерения баз длиной 16 мм до и пос-
ле сверления отверстия 9 мм в центре. Напряжения рас-
считывали по деформациям, используя соответствующие
формулы теории упругости. Начальные напряжения пе-
ред отпуском составляли в центре пластины 27 кгс/мм2.
Чем выше температура отпуска, тем быстрее насту-
пает стабилизация уровня напряжений. В данном слу-
чае температура 650° С оказалась достаточной для прак-
тически полного снятия напряжений. Однако в зависи-
мости от химического состава металла и термической
обработки температура 650° С может оказаться недоста-
170
точной для практически полного снятия напряжения
даже в сталях, легированных в слабой степени. На
рис. 78 приведено распределение остаточных напряже-
ний в сварной плите из стали 20ГС, аналогичной пред-
ставленной на рис. 76, прошедшей перед отпуском при
температуре 650° С в течение 20 ч нормализацию (вы-
Рис. 78. Распределе-
ние остаточных на-
пряжений на поверх-
ности в сварной пли-
те, 6 = 350 мм, сталь
20ГС после нормали-
зации и последующе-
го отпуска; у — рас-
стояние от оси шва
держка при 920° С 16 ч, охлаждение на воздухе). Норма-
лизация полностью устранила сварочные напряжения
и вызвала новые двухосные напряжения сжатия на по-
верхности плиты. После отпуска при температуре 650° С
сохранились напряжения сжатия порядка 6—8 кгс/мм2.
Один из важных вопросов — поведение плоскостных
собственных напряжений в процессе релаксации, т. е.
степень их снижения в зависимости от соотношения ком-
понентов напряжений oi и о2. Оказывается, релаксация
напряжений зависит от соотношения напряжений —= m
Gi
при плоском напряженном состоянии (tn может менять-
ся от —1 при чистом сдвиге до +1 при двухосном рав-
номерном растяжении или сжатии). Объясняется это
тем, что одинаковому уровню эквивалентного напряже-
ния ог- соответствует различное количество потенциаль-
ной энергии в единице объема металла в зависимости от
величины т:
£4
°12
( 1 — 2и.т 4- т2
< 1 — т -Ь т2
(169)
На рис. 79 зависимость (169) показана графически.
Процесс релаксации представляет собой один из случаев
диссипации (рассеяния) энергии. При чистом сдвиге
(т =—1) вся энергия в объеме металла является энер-
171
гией формоизменения, в то время как при двухосном
равномерном растяжении (/п=1) энергия изменения
объема увеличивает на .ВО % уровень энергии при чистом
сдвиге. Если исходить из предпосылки, что объемная
пластическая деформация отсутствует, х=1 (как это и
принято в современных теориях ползучести), то при ре-
Рис. 79. Зависимость
полной энергии в едини-
це объема металла от
отношения компонентов
°1
напряжений — == т при
с2
одинаковом эквивалент-
ном напряжении огг-. За
100% принята энергия
при кручении; р = 0,25
Рис. 80. Характер релаксации экви-
валентных напряжений для трех схем
напряжений:
т——\— чистый сдвиг; т—0—одноосное рас-
тяжение; I—двухосное равномерное
растяжение
лаксации напряжений энергия изменения объема не мо-
жет непосредственно диссипировать. По мере релакса-
ции и изменения напряжений во времени она сначала
будет превращаться в энергию формоизменения и лишь
затем за счет той же релаксации напряжений диссипи-
ровать.
В более энергоемких схемах, чем сдвиг (т>— 1), на-
пряжения будут релаксировать медленнее, уровень экви-
валентных напряжений в каждый момент времени будет
выше, чем при сдвиге. К этим же результатам, получен-
ным из энергетических соображений, приводит непосред-
ственное использование расчетного метода (гл. IV). Так
называемая стадия 3 перераспределения напряжений в
172
расчетном методе представляет собой в энергетическом
отношении не что иное, как процесс перехода энергии
изменения объема в энергию формоизменения. При этом
во всех случаях, когда т^= — 1, после перераспределения
возрастает величина достигнутая на стадии процесса
простой релаксации.
На рис. 80 представлены результаты расчета релак-
сации напряжений в элементарных объемах металла
при сдвиге, одноосном растяжении и двухосном равно-
мерном растяжении с использованием расчетного мето-
да (гл. IV). Для простоты в этом конкретном расчете
принято, что Х=0,9 на интервале времени, равном еди-
нице, и не зависит от уровня эквивалентного напряже-
ния (5г. Начальное эквивалентное напряжение о/о, есте-
ственно, принято одинаковым для всех трех случаев.
В действительности такого сильного расхождения в ре-
лаксации напряжений, как это показано на рис. 80, не
наблюдается. При более высоких напряжениях <5t про-
цесс релаксации, как правило, идет быстрее (л умень-
шается). В особенности процесс релаксации ускоряется,
когда кривая процесса выходит на так называемую
предельную кривую, о которой сказано в гл. IV.
На рис. 81 представлены для сравнения две кривые
простой релаксации 1 и 2, причем кривая 1, идущая от
от, принята в расчете как предельная. Кривая 3 соответ-
ствует релаксации напряжений в центре диска, где в ка-
честве начального распределения напряжений приняты
экспериментальные величины на рис. 57, а металлу при-
писаны свойства, отражаемые семейством кривых про-
стой релаксации на рис. 54. Вначале кривая 3 не следу-
ет эквидистантно кривым 1 и 2, но затем, оказавшись
выше предельной кривой 1, располагается аналогично
кривым 1 и 2. То, что кривая 3 оказалась выше предель-
ной, объясняется грубой разбивкой интервалов времени
через 0,25 ч. При каждом перераспределении возникает
такое приращение эквивалентного напряжения, что на-
пряжение превышает уровень описываемой кривой 1.
На рис. 81 кривая 3 показывает процесс релаксации
во времени напряжений в центре диска (г=0). Началь-
ное распределение напряжений для этого случая показа-
но на рис. 82. Оно принято таким, чтобы в центральной
зоне было ог=ае = 21 кгс/мм2, а во всей остальной обла-
сти при г>4,22 см эквивалентное напряжение было
постоянным и равнялось 18,2 кгс/мм2. Конечное распре-
173
деление напряжений при /=3,5 ч показано также на
рис. 82.
В расчетах использованы кривые релаксации на рис.
54 и величины ц, представленные в табл. 21.
Рис. 81. Кривые простой релак-
сации (/ и 2) и изменения на-
пряжений в центре диска (3)
Рис. 82. Распределение
напряжений в диске; пГо,
ао0 — начальное распре-
деление; GrK и <зОк —
ко неч н ое р ас п ределе ии е
после релаксации
Таблица 21
t в ч 0.25 0,5 0,75 1,0 1,25 1.5 1.75 3,5 После полного осты- .вания
Р- 0,259 0,268 0,275 0,285 0,291 0,3 0,3 0,3 0,25
Указание на то, что релаксация одноосных напряже-
ний при одинаковых начальных напряжениях должна
идти медленнее, чем при сдвиге, содержится в работе
[175], где приведены кривые релаксации при различном
соотношении сдвига и растяжения. Сравнение кривых
релаксации при различных схемах напряжений выпол-
нено также в [107].
Принципиальное значение для практики отпуска кон-
струкций представляет вопрос о релаксации объемных
напряжений в глубине металла, в особенности при жест-
кой схеме компонентов напряжений. В какой мере релак-
174
сируют трехосные растягивающие напряжения в этом
случае? Этот вопрос не может быть разрешен только
теоретически, так как содержит две стороны. Первая
сторона связана с объемной ползучестью, сопровождаю-
щейся изменением плотности материала. Она может
быть выяснена только путем постановки специальных
экспериментов по выявлению эффекта объемной релак-
сации. Вторая сторона связана с влиянием обычной
(сдвиговой) релаксации эквивалентных напряжений О;
на изменение трехосных напряжений в зонах с малыми
или нулевыми сц. Это можно оценить расчетным путем,
используя расчетный метод в гл. IV. С этой целью ре-
шено несколько задач, где объемную ползучесть поло-
жили отсутствующей (х=1). В качестве объекта расчета
взята релаксация напряжений в сплошных шарах, как
обладающих наибольшей консервативностью поля на-
пряжений, и в сплошных цилиндрах. В данном случае
под консервативностью поля напряжений понимается
способность поля напряжений сопротивляться релакса-
ции. В центральной зоне при г <14,22 см во всех случаях
приняты начальные трехосные равномерные растягиваю-
щие напряжения ^0 = <?о0 = ^0 = 21 кгс/мм2, дающие
О?о=0-
В зонах при г^4,22 см назначены наименьшие из
возможных для конечного по размерам тела эквивалент-
ные напряжения з/о, одинаковые в точках при г 1^4,22 см.
Чем больше наружный радиус а, тем меньше о/о при
г>4,22 см (табл. 22).
Таблица 22
Шары Цилиндры
№ поз. на рис. 83 и 84 1 2 3 4 5 в
а в см 7,5 12,5 22,5 11,5 12,5 22,5
gz при Л>4,22 см 1820 967 628 1820 1680 1090
На рис. 83 и 84 приведены начальные (а) и конечные
(б) распределения напряжения для шаров и цилинд-
ров*. Величина радиальных о,- и тангенциальных о0 на-
пряжений в центральной зоне растет с ростом а.
* Составление программ и расчет па ЦВМ произведены
Ф. А. Енчеико.
175
$
Рис. 83. Распределение напряжений в шарах различного
радиуса; сг и — соответственно радиальные и тан-
генциальные напряжения
Рис. 84. Распределение напряжений в цилиндрах различно-
го радиуса; сг, а0, oz — соответственно радиальные, тан-
генциальные и осевые напряжения
176
В цилиндрах происходит относительный рост cyz по
сравнению с сгг и о0. На рис. 85 сопоставлены кривые
релаксации напряжений в центре при г=0 для диска,
шара и цилиндра одинаковых радиусов а = 12,5 см. Там
же приведена кривая простой релаксации, идущая от
а/о =21 кгс/мм2, а также кривая ог для шара при а=
= 22,5 см.
Чтобы выяснить, не является ли такое повышенное
напряжение в центре шаров и цилиндров результатом
различной скорости релаксации высоких и низких экви-
валентных напряжений на рис. 54, произведен расчет, в
котором величина Z для всех Qi принята одинаковой:
t в ч 0,25 0,5 0,75 1,0 1,25 1,5 1,75 3,5
X 0,978 0,932 0,893 0,872 0,915 0,940 0,978 0,998
0,259 0,268 0,275 0,285 0,291* 0,3 0,3 0,3
Расчет произведен для шара № 2 в табл. 22 с а =
= 12,5 см (начальное распределение напряжений показа-
но на рис. 83, а) без введения предельной кривой. Ре-
зультат сопоставлен с кривой простой релаксации при
кручении (рис. 86). Кривая ог для шара идет выше кри-
вой простой релаксации, что можно объяснить повышен-
ной удельной энергоемкостью такого тела как шар и на-
личием доли энергии изменения объема в суммарной
начальной потенциальной энергии шара. Сварные соеди-
нения большой толщины, выполненные электрошлаковым
177
способом, обладают повышенной жесткостью схемы на-
пряженного состояния в глубине металла и поэтому
близки к цилиндрам и шарам [24].
Таким образом, проявляется специфическая роль по-
тенциальной энергии изменения объема. Для ее дисси-
пации необходим вначале переход ее в энергию формо-
изменения за счет изменения поля напряжений и относи-
тельного повышения Of и лишь затем переход энергии
Рис. 86. Сопоставление кривых
релаксации напряжений во
времени:
/—простая релаксация при чистом
сдвиге; 2—<тг при г—0 в шаре
формоизменения в тепловую путем пластической дефор-
мации. Проводя аналогию, полную энергию в теле можно
представить как емкость сосуда, а энергию формоизме-
нения как каналы, через которые опорожняется сосуд.
Чем выше удельный вес энергии формоизменения в сум-
марной энергии и чем выше ее концентрация в отдель-
ных зонах, тем быстрее идет релаксация напряжений.
При проведении дальнейших исследований может ока-
заться, что происходит объемная пластическая дефор-
мация. Тогда это обстоятельство может быть учтено в
расчетах путем введения х, а релаксация объемных на-
пряжений должна будет происходить быстрее, чем это
следует из проведенных расчетов.
В практическом отношении могут быть сделаны весь-
ма важные выводы в отношении продолжительности от-
пуска массивных конструкций с объемным распределе-
нием остаточных напряжений.
1. Ход кривых на рис. 85 показывает следующее.
Даже в предположении полного отсутствия объемной
пластической деформации релаксация объемных напря-
жений стабилизируется в тот же самый период, что и
кривых простой релаксации при кручении. После 2—3-
часовой выдержки при температуре отпуска дальнейшее
178
пребывание сварных конструкций в печи технически не
оправдано, так как ощутимого дальнейшего снижения
напряжений не наблюдается. Если достигнутый уровень
снижения напряжений недостаточен, то тогда следует
повысить температуру отпуска. Добиваться значитель-
ного снижения напряжений за .счет увеличения выдерж-
ки не рекомендуется, потому что это, как правило, не-
рациональный путь.
2. Стадия нагрева является основным фактором в ре-
лаксации напряжений. Большая часть напряжений сни-
жается в стадии нагрева.
3. Толщина металла, присутствующая в большинстве
технических условий, как основной параметр, по которо-
му назначают продолжительность выдержки после вы-
равнивания температур, не определяет процесс релакса-
ции напряжений. Релаксация напряжений зависит глав-
ным образом от химического состава металла, его
термической обработки и температуры отпуска.
4. Скорость нагрева мало влияет на релаксацию на-
пряжений. Поэтому разумное повышение скоростей на-
грева оправдано. Некоторые дополнительные выводы
практического характера даны также в заключительном
параграфе настоящей главы.
ОСТАТОЧНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ ПОСЛЕ ОТПУСКА
В СОЕДИНЕНИЯХ С РАЗНОРОДНЫМИ МЕТАЛЛАМИ
Если сварное соединение образовано с участием ме-
таллов, отличающихся по коэффициенту линейного рас-
ширения а, то в процессе остывания во время отпуска
возникают дополнительные напряжения, которые сумми-
руются с собственными напряжениями, имевшимися к
концу периода выдержки. Могут быть следующие вари-
анты сочетания металлов в сварных соединениях.
а) Металл шва отличается по коэффициенту линей-
ного расширения а от соединяемых элементов, которые
имеют одинаковую величину а, например листы из ста-
ли перлитного класса сварены аустенитным швом.
б) Соединяемые элементы имеют разную величину
а, но металл шва совпадает по своим свойствам с одним
из свариваемых элементов.
в) Каждый из двух соединяемых элементов и металл
шва различаются между собой по коэффициентам ли-
нейного расширения.
179
В ряде случаев отпуск сварных деталей и конструк-
ций проводят с целью улучшения структуры металла и
его механических свойств, рассматривая остаточные на-
пряжения как фактор несущественный. Однако в боль-
шинстве случаев при проведении отпуска остаточные на-
пряжения рассматриваются как один из существенных
Рис. 87. Дилатограммы металла сварных соединений:
я—сварная пластина: б—основной металл—’сталь 22К. присадочный металл—
сталь 10Г2. сварка электрошлаковая: с—основной металл—сталь 20ГС, приса-
дочный металл—сталь 10Г2, сварка электрошлаковая; г—основной металл—
среднелегированная закаленная и отпущенная сталь, присадочный металл—
аустенитная сталь, сварка автоматическая под флюсом; /—основной металл;
2—шов
факторов, а иногда даже как главный. Тогда целесооб-
разно оценивать величину вновь образующихся собст-
венных напряжений. В расчетах можно пользоваться
либо средними коэффициентами линейного расширения
металлов аср в диапазоне температур 0—ТОтп, либо ди-
латометрическими кривыми, дающими разность укоро-
чения единицы длины металлов при остывании их от
Тотп до +20° С. Поясним это на примере сварной пла-
стины, состав шва которой отличается от состава основ-
ного металла (рис. 87, а).
180
Допустим, средний коэффициент линейного расшире-
ния основного металла ам в диапазоне 0—ТОтп меньше
среднего коэффициента линейного расширения шва ссш в
том же диапазоне температур, т. е. гаш>ам* При остыва-
нии металл шва должен был бы укоротиться во всех на-
правлениях на величину аш-ТОтп- Разность укорочений
составит величину ео=(«ш—ам)ТОтп- Для простоты рас-
суждений можно считать, что сокращается во всех на-
правлениях только шов на величину 8о=(аш—ам)7отп.
Расчет, следовательно, сводится к решению обычной
температурной задачи.
Когда величины аср не известны, можно построить
дилатометрические кривые, проведя охлаждение образ-
цов от температуры отпуска до комнатной температуры.
На рис. 87, б—г в качестве примера представлены ре-
зультаты, полученные на трех парах металлов. Величи-
на 8о на рис. 87, б—г равна соответственно 0,055-10-2;
0,025-Ю-2; 0,2610-2. О порядке величины дополнительных
продольных напряжений возникающих в пластине
небольшой толщины (рис. 87, а) при остывании во вре-
мя отпуска, можно судить по величине &0Е, равной в
рассматриваемых случаях при Е —2-Ю6 кгс/см2 соответ-
ственно 1100 кгс/см2, 500 кгс/см2 и 5200 кгс/см2. Данный
пример показывает, что достаточно иметь ничтожную
разницу в значениях аср, чтобы образовались вновь зна-
чительные собственные напряжения.
Для экспериментального подтверждения образования
собственных напряжений во время остывания после от-
пуска были проведены определения напряжений на об-
разцах до и после отпуска. Образцы из среднелегирован-
ной стали имели размеры 470X240 мм, 6 = 80 мм. Посе-
редине образца по всей длине была выфрезерована тре-
угольная канавка с размерами 35X42 мм, контуры ко-
торой показаны на рис. 88, в. Канавки заваривали за
один проход автоматической сваркой под флюсом аусте-
нитной проволокой. Остаточные напряжения и ву
после сварки на поверхности плиты показаны на рис.
88, а. В основном низколегированном металле продоль-
ные остаточные напряжения превышают 5000 кгс/см2,
а в аустенитном шве близки к пределу текучести ау-
стенита 2800—3000 кгс/см2. В зоне сплавления имеются
значительные поперечные напряжения о?/. Отпуск был
проведен при температуре 650° С в течение 5 ч. После ос-
тывания (рис. 88, б) в аустенитном шве вновь возникли
181
собственные напряжения, близкие к пределу текучести
аустенита. Пики растягивающих напряжений вх в основ-
ном металле снялись и не возникли вновь. Поперечные
напряжения по линии сплавления, образовавшиеся
Рис. 88. Остаточные напряжения до и после от-
пуска в образце из низколегированной стали с ау-
стенитным швом
из-за поперечного сокращения аустенитного шва при
остывании образца, захватывают как шов, так и основ-
ной металл.
В каждом конкретном случае распределение допол-
нительных собственных напряжений, возникающих при
остывании после отпуска, зависит от конфигурации
сварного соединения. Рассмотрим несколько типичных
случаев.
182
Допустим, что в соединении встык шов отличается от
основного металла пластин. Примем границы сплавления
прямолинейными (рис. 89, а). Это наиболее близко со-
ответствует случаю соединения, выполненного электро-
шлаковым способом. Ширина провара 26, разность
линейных деформаций при остывании е0- Будем пола-
гать, что длина и ширина пластины во много раз больше,
чем толщина металла б и ширина провара 2Ь. В этом
случае поперечные сечения пластины можно рассматри-
вать как плокие и неподвижные. Для решения задачи
предположим временно, что поверхности I и II пластин
(рис. 89, б) также остаются плоскими и неподвижны-
ми. При таких условиях в пластине при остывании воз-
никнут следующие напряжения:
°ко=°;
гуЕ
az0 — -
1 — Р-
(170)
Напряжения оУо равны нулю потому, что в попереч-
ном направлении обе части пластины при сокращении
шва могут перемещаться беспрепятственно. Растягиваю-
щая нагрузка q на плоскостях / и II существует лишь
постольку, поскольку мы предположили наличие жест-
ких закреплений на плоскостях I и II. В действительно-
сти плоскости I и II свободны от каких-либо нагрузок.
Для снятия нагрузок q необходимо приложить противо-
положные им по знаку нагрузки q, показанные на рис.
89, в. Напряжения <ух, и сг2, образующиеся при этом,
следует прибавить к напряжениям^, Так как
^ = 1^-^), то полные напряжения будут
(171)
1 — р.
Решение задачи сводится к определению напряжений
А/, и в полосе, нагруженной силами q (рис. 89, в).
Используем решение плоской задачи с помощью ря-
дов Фурье [133, стр. 60]. После преобразований, связан-
183
ных с переходом от рядов Фурье к интегралам, получим
выражения для напряжений сУ1‘, aZt в четырех точках
шва со следующими координатами:
1) у=о- 2=0:
2Ь
sin------и
Ь
и
zzch и — sh и
sh 2zz -h 2u
du;
“ 2b
t ( sin-------и
4q I b и ch и 4- shzz
O ' —— 1
nJ и sh 2u 4- 2zz
о
2) ^=0; z=±-'.
Z 2b
Л I sin — и
2q \ b sh 2u — 2u
ctJ —----— I -------------- ----------.
nJ и sh 2u 4- 2u
о
**,= — q\
3) y = b; z=0:
~ 46
„ I sin —и
2q \ n и ch и — shzz .
<зУ1 = — I-----------------------du;
nJ и sh 2u 4- 2u
о
~ 4b
. sin— и
__ 4q I Ь и ch и 4- sh и
nJ и sh 2u 4- '2u
о
4) y=b-, :
p . 4b
I sin--и
q I b sh 2u — 2u .
<5иг= —— I-------------------------du;
nJ и sh 2u 4- 2u
о
(172)
На рис. 89, г—ж представлены результаты вычисле-
ний напряжений crx, оу, и аг- для указанных выше че-
8 -
тырех точек шва в зависимости от —. Следует подчерк-
184
нуть, что даже при весьма малой толщине, когда 6—И)
' 8 М
——* о I, по линии сплавления имеются напряжения в
направлении толщины аг — ———(рис. 89), а также
2(1 —[л)
напряжения ох.
Рис. 89. Собственные дополнительные напряжения, возникающие
после отпуска в шве стыкового электрошлакового соединения
Представленные расчетные зависимости объясняют
результат, полученный в одном из экспериментов по оп-
ределению остаточных напряжений в электрошлаковом
сварном соединении. Образец толщиной 240 мм из ста-
ли 22К был сварен электрошлаковым способом проволо-
кой Св-10Г2. Перед измерением напряжений образцы
имели размеры 240X725X1095 мм. Измерение напряже-
ний с помощью метода вставок [24] по оси шва после
сварки дало результаты: сух= +2960 кгс/см2; <ту =
= +2980 кгс/см2; crz= +1780 кгс/см2.
Аналогичный второй образец подвергали высокотем-
пературному отпуску по режиму: нагрев со скоростью
185
<40 град/ч до температуры 640° С, выдержка 20 ч и
охлаждение в печи со скоростью <25 град/ч. Схема
расположения отверстий и вставок в глубине металла по
оси шва показана на рис. 90. Определение напряжений
по группе вставок 1, 2, 5 дало: ах = 1700 кгс/см2; су=
= + 1300 кгс/см2; сг2=+900 кгс/см2, а по группе вставок
Рис. 90. Схема расположе-
ния отверстий и вставок на
образце 6 = 240 мм после
отпуска
3,4,6'. оьс= + 1940 кгс/см2; оу=4-1690 кгс/см2; crz =
= 4-1120 кгс/см2.
В среднем остаточные напряжения после отпуска со-
ставили ах=4-1820 кгс/см2; <5У= +1495 кгс/см2; вг=
= 4-1010 кгс/см2.
Для объяснения наличия столь высоких величин ос-
таточных напряжений после отпуска были произведены
дилатометрические измерения, которые представлены на
рис. 87, б. Ширина провара составляла 26 = 60 мм, т. е.
4-=8. По графику на рис. 89 для у = 0, 2=0, —=8.
ь ь
&qE 0 ,000о5 • 2 • 106 . г-^7 гх / о
находим при<7=—--------------------=1570 кгс/см2 сле-
1 — р, 1 — 0,3
дующие дополнительные напряжения: ох= 4-14*00’кгс/см2;
бу = 4-490 кгс/см2; az= 4-880 кгс/см2.
Полученные величины дополнительных напряжений
(кроме напряжения вполне объясняют высокий уро-
вень остаточных напряжений после отпуска. Они обра-
зовались вновь при остывании соединения, имеющего в
своем составе шов, коэффициент линейного расширения
которого превосходит таковой для основного металла.
При увеличении толщины металла, как это следует из
рис. 89, г—ж, собственные напряжения стремятся к пре-
186
дельным значениям. Когда отношение 6/6 = 204-30, то
приближенно можно считать, что распределение напря-
жений по толщине сварного соединения такое же, как
при 6—х». Рассмотрим этот случай. Решение задачи
для определения <зУ1 и [см. формулу (171)] сводится к
определению напряжений в полубескоиечной пластине
(рис. 91, а) от нагрузки q. Решение для оси шва дает
[133]
---— (a —sin а);
л
---~(a-|-cos а);
(173)
a —2arc ctg -у- ;
(174)
sin а
2bz
& +
Для линии сплавления со стороны шва получаем
Полные дополнительные напряжения (171), возника-
ющие при остывании, графически представлены на
рис. 91,6.
В некоторых случаях представляет интерес определе-
ние дополнительных напряжений, возникающих после
отпуска на границе сплавления двух разнородных пла-
стин, когда металл шва по составу может быть отнесен
к одной из пластин (рис. 92). На границе двух пластин
возникают касательные напряжения хух и т?/г, а также
нормальные напряжения и oz. Напряжения хух и xyz
в соответствующих точках (рис. 92) равны
187
Рис. 91. Собственные дополнительные напряжения, возникающие
после отпуска в электрошлаковой сварном соединении весьма боль-
шой толщины
Ри'с. 92. Собственные дополнительные
напряжения, возникающие после от-
пуска в длинной полосе, сваренной из
разнородных металлов
co
. , 2 г 2г 2г
ch и sh — и — — ch — и sh и
о & &
dir,
(176)
sh 2it -{- 2zz
(177)
По одну сторону линии сплавления напряжения сгх
и oz сжимающие, по другую растягивающие. Пластиче-
ские деформации возникают в первую очередь в точках,
где эквивалентное напряжение сч наибольшее, т. е. в
углах стыка.
Ниже и на рис. 92 приведено распределение напря-
жений для данного случая.
хП 0 од 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0.8 0,9 1,0
г=0 0,50 0,502 0,507 0,517 0,53 0,55 0,573 0,602 0,642 0,687 0,744
сх7<7 z= о/2 0,74 0,745 0,751 0,756 0,765 0,779 0,795 0,875 0,845 0,88 0,925
0 0,0248 0,0504 0,0758 0,103 0,131 0,162 0,194 0,232 0,272 0,318
Весьма распространенным сварным элементом с раз-
нородными металлами является сварной стык труб. Об-
разование напряжений после отпуска в таких соединени-
ях рассматривалось в работах [31, 33, 58, 119].
ПРИМЕНЯЕМЫЕ И РЕКОМЕНДУЕМЫЕ РЕЖИМЫ ОТПУСКА
ДЛЯ СНИЖЕНИЯ НАПРЯЖЕНИЙ
Объем применения отпуска сварных конструкций,
когда ставится единственная цель снизить остаточные
напряжения, в целом невелик, если сравнивать его с об-
щим объемом применения отпуска или тем более термо-
обработки сварных конструкций вообще. Однако требо-
вание снизить собственные напряжения присутствует
почти всегда, когда применяют отпуск. Это означает,
что режимы отпуска в таких случаях должны учитывать
рекомендации, вытекающие из исследования закономер-
ностей релаксации напряжений.
Такой подход тем более необходим, что максималь-
ная продолжительность выдержки при отпуске чаще
всего зависит от требований заметной релаксации напря-
189
жений, в то время как другие процессы для своего за-
вершения требуют меньшей продолжительности време-
ни. В связи с этим оценка существующих в литературе
рекомендаций по продолжительности отпуска будет дана
главным образом с позиций их соответствия требовани-
ям снижения напряжений.
Как указывалось в гл. II, основные параметры режи-
ма отпуска следующие: скорость или продолжительность
нагрева, продолжительность выравнивания температур,
которая зависит от условий нагрева, конфигурации де-
тали и теплофизических, свойств металла; температура
отпуска; продолжительность выдержки и скорость ох-
лаждения.
Рассмотрим каждую стадию в отдельности.
Нагрев. Предельные скорости нагрева зависят от
мощности печи. Рекомендуемые скорости нагрева иногда
назначают такими, чтобы возникающие вследствие раз-
ности температур напряжения и деформации не оказа-
лись опасными для прочности и точности детали. Вопро-
сы образования собственных напряжений при нагреве
подробно рассмотрены в [130]. По мере увеличения тол-
щины металла или диаметра детали скорости нагрева
понижают. В ряде рекомендаций продолжительность на-
грева указана линейно возрастающей в зависимости от
толщины металла. Так в [135] время нагрева до темпе-
ратуры 800° С составляет 60—70 сек на 1 мм толщины
для углеродистых сталей и 65—80 сек на 1 мм толщины
для легированных сталей. Указанные продолжительно-
сти увеличивают, умножая их на коэффициенты времени
нагрева /Срасп, которые зависят от расположения изде-
лий в печи (табл. 23).
Таблииа 23
190
При сварке, в особенности без подогрева, возникают
весьма значительные напряжения и пластические дефор-
мации, которые обычно не вызывают разрушения ме-
талла. Поэтому ограничение скоростей нагрева имеет
значение лишь для сварных конструкций из малопла-
стичных или невысокого качества металлов (например,
крупные отливки). Ограничение скоростей нагрева оп-
равдано также для конструкций с острыми концентра-
торами и технологическими дефектами. В остальных
случаях необходимо стремиться к возможно более высо-
ким скоростям нагрева [53, 128].
Продолжительность выдержки. Под продолжитель-
ностью выдержки в производственных инструкциях обыч-
но понимают отрезок времени с момента достижения
точками поверхности детали заданной температуры до
начала охлаждения. Период выравнивания температуры
по сечению, таким образом, включают в продолжитель-
ность выдержки. Общий принцип, который принят прак-
тически во всех документах при назначении продолжи-
тельности выдержки, состоит в том, что продолжитель-
ность выдержки должна быть прямо пропорциональна
толщине металла или диаметру детали. Отличаются раз-
личные нормативные документы в основном нормой вре-
мени выдержки на 1 мм толщины металла. Например,
в книге [135] предлагается на 1 мм толщины давать
1 мин выдержки, т. е. 1 ч на 60 мм толщины. В работе
[132] 1 ч выдержки рекомендуется для каждых 30 мм
толщины. Такая же рекомендация (1 ч на 25 мм толщи-
ны) приведена в книге [135] в отношении конструкцион-
ных марок сталей, которые проходят отпуск для снятия
напряжений при температурах 550—680° С. Расчетная
толщина брасч определяется как некоторая условная ве-
личина путем умножения характерного размера S на
коэффициент формы Лф [135].
Вопрос о режимах отпуска сварных конструкций не-
однократно рассматривался в документах МПС.- Режи-
мы термической обработки различных типов сварных
конструкций, которые были рекомендованы в материа-
лах МИС, приведены в статье [132]. В литературе осве-
щен большой и полезный опыт Уральского завода тяже-
лого машиностроения по применению как общей, так и
местной термической обработки сварных конструкций
[120]. Рекомендуемые режимы отличаются экономично-
стью. Однако используется принцип назначения продол-
191
жительности выдержки (после выравнивания темпера-
тур) в зависимости от толщины металла.
Для сварных конструкций из элементов относитель-
ной небольшой толщины (в пределах до 100 мм) суще-
ствующие рекомендации по продолжительности выдерж-
ки при отпуске в основном не находятся в противоречии
с результатами исследований по релаксации напряже-
ний, которые приведены в данной книге. Разработка
способа электрошлаковой сварки позволила сваривать
элементы толщиной до 2—2,5 м и более. Как показыва-
ет анализ имеющихся материалов, существовавшие ра-
нее нормативы выдержки при отпуске были формально
распространены на значительно большие толщины. Про-
должительность выдержки для некоторых типов сварных
конструкций стала составлять 20—30 ч и более.
Чем может быть оправдано такое существенное уве-
личение продолжительности выдержки при отпуске свар-
ных конструкций из элементов большой толщины? Име-
ется четыре основных фактора, от которых зависит про-
должительность выдержки: а) равномерный прогрев
изделия; б) полнота протекания структурных превраще-
ний и изменений механических свойств; в) полнота про-
текания релаксационных процессов; г) возможное ухуд-
шение свойств металла вследствие продолжительной
выдержки.
Очевидно, что полнота протекания структурных пре-
вращений при достигнутой температуре отпуска от тол-
щины металла не зависит. Возрастание длительности
выдержки при большой толщине может быть обоснова-
но только необходимостью прогрева изделия и полнотой
протекания' релаксационных процессов.
Рассмотрим условия прогрева изделия (выравнива-
ния температур) в связи с режимом нагрева. Существу-
ет многочисленная литература по расчету нагрева в пе-
чах тел различной формы. Довольно полно она пред-
ставлена в списке литературы книги [130]. В указанных
литературных источниках приведены разнообразные ва-
рианты нагрева и выравнивания температуры, однако
недостаточно конкретно рассмотрены вопросы выбора
расчетных схем в каждом отдельном случае.
Для выбора схемы расчета рассмотрим условия на-
грева толстостенных изделий при высоком отпуске сТ=
= 550—680° С. Обычно изделия из низкоуглеродистых и
низколегированных сталей, если не оговорены специаль-
192
ные условия, загружают в печь при температуре печи
около 250—300° С. Затем в зависимости от заданных
средних скоростей нагрева, мощности печи и массы за-
груженных деталей осуществляют подъем температуры
печи до температуры, несколько превышающей темпера-
туру отпуска (кривая 1 на рис. 93). При этом темпера-
тура точек поверхности изделия повышается по-разному.
В некоторых точках с максимальной температурой (кри-
Рис. 93. .Изменение температуры во времени при нагреве массивных
деталей:
I—нагрев; //—выравнивание температуры по поверхности детали; ///—то же
по сечению детали; /—печь; 2 и 3—различные точки па поверхности деталей;
4—точка в глубине детали
вая 2)' нагрев происходит быстрее, чем в точках, где
температура минимальна (кривая 3).
После достижения в какой-либо точке тела на по-
верхности температуры отпуска (точка А на рис. 93) на-
чинается период выравнивания температуры по поверх-
ности детали. Когда температура по поверхности детали
выравняется (точка В на рис. 93), заканчивается один
из периодов выравнивания температуры. В заводской
практике считают, что с момента окончания выравнивания
температур по поверхности (точка В) начинается период
выдержки деталей в печи. В действительности в это вре-
мя идет также выравнивание температуры по сечению
детали. Спустя некоторое время температура по сечению
детали практически выравнивается (точка С) и наступа-
ет собственно выдержка. Продолжительность участка
ВС зависит: 1) от условий нагрева на участке до точки
S; 2) от размеров детали и ее теплофизических- свойств; :
3) от требуемой степени выравнивания температур по
сечению детали ДТдоп-
193
Применительно к высокому отпуску могут быть рас-
смотрены следующие возможные две расчетные схемы
нагрева на участке ОВ: а) нагрев с линейным изменени-
ем температуры поверхности тела; б) нагрев с постоян-
ной температурой печи.
Режимы нагрева, осуществляемые в пламенных пе-
чах, обеспечивают приблизительное линейное изменение
температуры поверхности тела лишь на участке ОА.
Участок АВ не может быть отнесен к такой схеме на-
грева, так как температура многих точек поверхности
тела остается постоянной. С другой стороны, темпера-
тура печи (кривая /) относительно быстро приближает-
ся к температуре отпуска и большую часть .времени ОВ
может считаться примерно постоянной. В принципе рас-
чет изменения температуры в теле может быть выполнен
довольно точно с привлечением более сложных схем.
В практическом отношении удобно выбирать такие схе-
мы расчета, которые могли бы быть выполнены расчет-
чиками до проведения отпуска и записаны в технологи-
ческую карту. Более точные схемы расчета требуют
своей коррекции в зависимости от реального течения
процесса отпуска и поэтому в практическом отношении
менее удобны.
В связи с большим разнообразием конструкций tep-
мических печей и условиями нагрева необходимо при
выборе расчетной схемы для определения продолжи-
тельности выравнивания ориентироваться на одну из
следующих двух схем в зависимости от сложившихся
на производстве конкретных режимов работы печей.
А. Если стадия выравнивания температуры по по-
верхности деталей (участок АВ на рис. 93) не является
растянутой (менее 25—30% времени нагрева), то целе-
сообразно задавать время нагрева до точки А и опреде-
лять продолжительность выравнивания от точки А в
предположении линейного изменения температуры по-
верхности тела на участке ОА.
Б. Если стадия выравнивания температуры по по-
верхности деталей (участок АВ на рис. 93) растянута,
то целесообразно назначать суммарное время нагревай
выравнивания по поверхности до точки В, ориентируясь
на ранее полученные практические данные, и опреде-
лять продолжительность выравнивания от точки В в
предположении, что нагрев деталей на участке ОВ про-
исходил при постоянной температуре печи. В этом слу-
194
чае для компенсации погрешности расчета, связанной с
непостоянством ГпеЧи в начальный период, рекомендует-
ся принимать заниженное значение коэффициента теп-
лоотдачи а порядка 60—80 ккал/(м2 - ч • град). Занижен-
ное значение а дает завышенную величину разности тем-
ператур Д7, что идет в запас времени участка ВС
(рис. 93).
Расчеты показывают, что после нагрева и выравни-
вания температуры по поверхности оказываются доста-
точными следующие продолжительности выравнивания
температуры по сечению плит с допускаемой разностью
температур ДТд0П порядка 10°, представленные в табл. 24.
Таблица 24
Для плит толщиной более 1000 мм продолжитель-
ность выравнивания температур по сечению существенно
зависит от режима нагрева, т. е. от достигнутой разно-
сти температур к моменту начала выравнивания, и долж-
на устанавливаться на основе специальных расчетов и
исследований.
После стадии выравнивания температур должны
быть рассмотрены условия полноты протекания струк-
турных превращений и релаксационных процессов. .
Как указывает А. П. Гуляев, полнота протекания
различных структурных превращений при отпуске зави-
сит от температуры и продолжительности отпуска, а в
случае непрерывного нагрева до температур высокого’
отпуска — от скоростей нагрева [47]. Скорости нагрева
массивных сварных конструкций в .отношении структур-
ных превращений могут рассматриваться как довольно
медленные. При скоростях нагрева менее 100 град/ч, что
обычно наблюдается при отпуске массивных сварных
деталей, последние успевают достаточно полно пройти
первое превращение (распад мартенсита), второе пре-
вращение (распад остаточного аустенита) и третье пре-
вращение (рекристаллизационные процессы). Четвертое
превращение (коагуляция карбидов) интенсивно протека-
195
ет в первые 2—3 ч. Затем процесс затухает во времени
и после 3—4 ч выдержки идет весьма медленно. Диффу-
зия элементов в карбидной фазе также в целом следу-
ет этой закономерности, хотя и наблюдаются процессы,
развитие которых протекает при значительно большем
времени выдержки.
На рис. 94 представлена схема, показывающая изме-
нение свойств в зависимости от продолжительности от-
пуска {47]. Рекомендуется выбирать температуру, прико-
Рис. 94. Схема, показываю-
щая изменение свойств в за-
висимости от продолжи-
тельности отпуска; темпе-
ратура отпуска Ti<T2<T3
торой кривая свойств переходит в горизонтальный уча-
сток. Для высоких температур отпуска (300—400° С и
выше) выдержка, обеспечивающая переход на горизон-
тальный участок, обычно составляет 0,5—1 ч [47]. В тех
случаях, когда на сварку поступают детали, предвари-
тельно термически обработанные, температуру отпуска
назначают на 20—30° ниже температуры отпуска дета-
лей перед сваркой. Это означает, что такой отпуск не
преследует целей, которые ставились перед отпуском до
сварки. Его назначение помимо снижения собственных
напряжений состоит в смягчении закалочных структур
и в устранении наклепа, возникшего при сварке в зонах
концентрации пластических деформаций. Эти процессы
при температурах отпуска 600—650° С завершаются за
период времени менее 3 ч.
Таким образом, во всех тех случаях, когда отпуск
назначают с целью устранения вредных последствий
сварки или после термообработки сварной конструкции
и специально не оговаривают его продолжительность в
связи с длительностью процесса структурного превраще-
ния, времени выдержки в течение 3 ч достаточно, чтобы
успели завершиться сопутствующие процессы структур-
ных превращений. По крайней мере время выдержки не
196
Должно быть больше времени выдержки, указанного для-
сварных конструкций из элементов небольшой толщины.
Следующим фактором, определяющим продолжитель-
ность выдержки, является полнота протекания релакса-
ции напряжений первого рода. Материалы, приведенные
в настоящей главе, показывают, что здесь существуют
две стороны вопроса. Первая — это релаксация напря-
жений в зависимости от температуры отпуска и свойств
металла; вторая — это релаксация напряжений в связи
с объемным характером их распределения. Выше был
дан исчерпывающий анализ этих явлений и показано,
что после 2—3 ч выдержки процесс снижения напряже-
ний существенно замедляется и дальнейшее увеличение
выдержки не дает ощутимых результатов. Если требует-
ся получить более низкие остаточные напряжения, то
это может быть достигнуто с меньшими затратами
средств путем повышения температуры отпуска.
Температура отпуска является решающим фактором
в достижении необходимого уровня снижения напряже-
ния. Она должна устанавливаться в каждом специаль-
ном случае на основании испытаний на релаксацию в
зависимости от марки металла и допустимых остаточных
напряжений. В обычных случаях при выборе температу-
ры отпуска (в °C), обеспечивающей значительное сни-
жение напряжений, можно ориентироваться на следую-
щие данные:
Магниевые сплавы.................... 250—300
Алюминиевые сплавы..................... 250—300
Титановые сплавы....................... 550—600
Углеродистые, низко- и среднелегирован-
ные стали........................... 580—680
Аустенитные стали................... 850—1050
Ниобиевые сплавы...................... 1100—1200
В соединениях из элементов большой толщины могут
существовать объемные остаточные напряжения, величи-
на которых после отпуска обычно больше, чем величина
одноосных остаточных напряжений. Однако снижение их
во времени после выдержки 2—3 ч также резко замед-
ляется и увеличение выдержки, как и при одноосных
напряжениях, также не приводит к существенному их
снижению. Хотя большая толщина металла и является
непосредственной причиной образования объемных на-
197
пряжений, которые релаксируют меньше, чем одноос-
ные, это не может служить основанием увеличения вре-
мени выдержки для сварных конструкций из элементов
большой толщины ввиду практической бесполезности
длительных выдержек.
Установление уровня допустимых собственных напря-
жений после отпуска оДОп.ост является задачей довольно
неопределенной. Если иметь в виду недопущение пла-
стических деформаций металла при нагружении конст-
рукции, то в этом случае, по-видимому, имеется одно-
значный ответ:
°доп.ост ат аэкспл’ (1*0/
где Яэкспл — максимальные напряжения, возникающие
при эксплуатации конструкции, они обычно
близки к допускаемым напряжениям [6].
Если ориентироваться на недопущение деформаций
при механической обработке, то в каждом конкретном
случае величина допустимых собственных напряжений
будет зависеть от жесткости детали, характера поля на-
пряжений, объема снимаемого металла и допускаемой
величины деформации при механической обработке.
В этом случае определение сгДОп.ост оказывается непро-
стой задачей.
В связи с изложенным для большинства конструкций
практически оправдана 3-часовая выдержка, после ко-
торой снижение напряжений идет крайне медленно.
Справедливость высказанных рекомендаций подтверж-
дается также работами многих авторов, где говорится о
достаточности продолжительности выдержки не более
3 ч (71, 176, 179].
Остывание. Скорость остывания влияет на величину
образующейся разности температур по сечению деталей,
а следовательно, и на величину собственных временных
напряжений [122]. При высоких температурах (обычно
выше 400—450° С) появляющиеся напряжения способны
вызвать пластическую деформацию из-за низкого преде-
ла текучести металла. Тогда после полного остывания
в детали возникнут дополнительные остаточные напря-
жения, вызванные высокой скоростью охлаждения. Если
же разность температур по сечению детали возникнет
при температурах ниже 400—450° С, то это приведет в
основном к образованию временных собственных напря-
жений, которые, однако, исчезнут после полного осты-
198
вания. Можно, разумеется, представить такой случай,
когда временные напряжения будут столь значительны,
что пластическая деформация возникнет и при высоком
пределе текучести металла.
Большое значение для свойств металла в ряде случа-
ев имеет скорость охлаждения. В документе МИС
X—343—65 приводится пример, когда скорость охлаж-
дения стали (0,11 % С; 0,57% Мп; 0,24% Si; 0,04% Сг;
9,46% Ni; 0,09% Си; 0,08% А1) после отпуска при 565° С:
позволяла повысить ударную вязкость примерно в 1,7
раза при переходе от скорости 25 к 260 град/ч. Отпуск-
ная хрупкость на сталях с высоким содержанием угле-
рода проявляется в максимальной степени при низкой
скорости охлаждения (20 град/ч) [125]. Существуют ре-
комендации по режимам охлаждения поковок с печью
до температуры 400° С, а затем на воздухе [4]. В случае
появления отпускной хрупкости целесообразно охлажде-
ние с температуры отпуска проводить на воздухе до 7 =
=4004-450° С, а затем при этой температуре давать до-
полнительную выдержку в печи; последующее охлажде-
ние проводить также на воздухе. Для весьма массивных
стальных сварных конструкций обычно применяют сле-
дующий режим охлаждения: остывание с печью до
250—300° С с последующим охлаждением на воздухе.
Изложенное позволяет сделать следующие выводы.
Продолжительность выдержки при отпуске, состоящая
из времени выравнивания температуры по сечению дета-
ли и собственно выдержки, не является величиной, ли-
нейно зависящей от толщины металла. Каждая из ука-
занных двух стадий должна назначаться дифференциро-
ванно. Дифференцированный подход к назначению
продолжительности отдельных стадий позволяет в ряде
случаев заметно сократить общую продолжительность
отпуска толстостенных конструкций.
Проведенные исследования послужили основанием
для разработки новой технологии отпуска сварных кон-
струкций на Ново-Краматорском машиностроительном
заводе им. Ленина. Отпуск значительной части сварных
стальных конструкций осуществляется по режиму, пред-
ставленному на рис. 95. Продолжительность выравнива-
ния температуры по сечению для толщин до 1000 мм
назначается в соответствии с табл. 24, выдержка после
выравнивания 3 ч. В табл. 25 даны примеры осуществ-
ленных на Ново-Краматорском машиностроительном
199
Таблица 25
Масса в т Температу- ра печи при посадке деталей в °C Продолжительность в ч Темпера- тура выгрузки из печи в °C
садки наибо- лее тя- желой детали нагре- ва ^наг выравни- вания по длине *выр выравни- вания по сечению и выдержки ^выр.сеч*^ + *выд охлаж- дения *ОХЛ
245 32,8 250 11 3 1+3 8 300
130 21 250 8 3 о+з 7 300
154 27,9 310 Выдерж- ка 10 ч 9 4 2+3 13 250
251 106 250 11 5 2+3 12 250
133 37,2 250 14 6 4+3 9 300
180 45,3 250 12 4 1+3 13 250
251 46,1 250 11 5 2+3 13 250
184 40 250 10 3 2+3 8 300
229 80 250 14 11 2+3 14 300
140 — 250 9 0 14-3 9 ' 250
280 115 140 12 5 з+з 16 250
354 42 250 14 5 2+3 22 250
Рис. 95. Типовой тер-
мический цикл отпус-
ка; Тпос И Твыгр
температуры посадки
и выгрузки деталей
из печи
заводе садок, для которых время выдержки /пыд (рис. 95)
во всех случаях равнялось 3 ч, температура отпуска
580—600° С.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Августин Я. Влияние остаточных напряжений на пове-
дение сжатых стержней. «Сварочное производство», 1960, № 11,
с. 5—18.
2. А в е р к и е в В. С. и др. Установка для испытания на релак-
сацию напряжений при растяжении и т. д. Труды института физи-
ки металлов. Вып. 19, 1958, с. 71—94.
3. Аси и с А. Е., Иващенко Г. А., М а л о в а М. М. и др.
О возможности отказа от высокого отпуска станин-подставок агре-
гатных станков. «Автоматическая сварка», 1967, № 1, с. 22—25.
4. Астафьев А. А., Ми и ас ар ян А. А., Кондра-
шев А. И. Режимы охлаждения поковок с температуры отпуска.
«Металловедение и термическая обработка металлов», 1960, № 2,
с. 42—47.
5. Бакши О. А., Рудаков А. С., Шахматов В. М.
О стабильности сварочных деформаций. Сб. «Вопросы сварочного
производства», ЧПИ, вып. 16. Москва—Свердловск, Машгиз,
1959, с. 5—13.
6. Бендер Д. Ю., Жуковский В. Е. Индукционное обо-
рудование для нагрева под местную термическую обработку свар-
ных соединений крупногабаритных узлов энергетических установок.
V Всесоюзное научно-техническое совещание по электротермии и
электротермическому оборудованию, вып. 3. Информстандартэлект-
ро, 1968, с. 61—64.
7. Бирюков В. М. Индукционный подогрев и термическая
обработка сварных стыков токами промышленной частоты. Сб. «Тех-
нология сварочного производства», ЛМЗ, М. — Л., «Машиностроиие»,
1964, с. 358—375.
8. Большаков К. П. Условия проявления вредного влияния
остаточных напряжений на выносливость сварных конструкций
и меры по его устранению. Сб. «Исследования сварных соединений
металлических и железобетонных мостов». Вып. 35, М., Трансжел-
дориздат, 1960, с. 56—101.
9. Большаков К- П. Устранение вредного влияния собст-
венных остаточных напряжений на выносливость сварных листовых
201
конструкций. Сб. «Исследования сварных мостовых конструкций».
Вып. 24. М., Трансжелдориздат, 1957, с. 133—16,1.
10. Б о р з д ы к а А. М., Г е ц о в 'Л. Б. Релаксация напря-
жений в металлах и сплавах. М., «Металлургия», 1972, 304 с.
11. Б о р з д ы к а А. М. Об обработке результатов испытаний
металлов на релаксацию напряжений. «Заводская лаборатория»,
1963, № И, с. 1357—1359.
12. Борз дык а А. М., Овсянников Б. М. Развитие ме-
тодики испытаний металлов на ползучесть, длительную прочность
и релаксацию напряжений. «Заводская лаборатория», 1967, № 10,
с. 1329—1341.
13. Бренькова В. И., Шкатов Ю. И. К вопросу о тер-
мической обработке сварных соединений труб из теплоустойчивых
сталей перлитного класса. Сб. «Сварка» 10, Л, Судостроение, 1967,
с. 89—97.
14. Бриджмен П. Исследование больших пластических де-
формаций и разрыва. Изд-во иностр, лит., 1955, 444 с.
15. В а щ у к о в И. А., К о н о н е н к о С. Г., Маттис Г. П.
и др. Печи для местной термической обработки сварных соединений.
«Сварочное производство», 1963, № 7, с. 30—31.
16. Веретник Л. Д. Технологичность и термическая обра-
ботка сварных конструкций из малоуглеродистых сталей. «Свароч-
ное производство», 1969, № 1, с. 29—33.
17. В е р е т н и к Л. Д., А с н и с А. Е. К вопросу термической
обработки сварных блоков тепловозных дизелей. «Автоматическая
сварка», 1962, № 10, с. 57—62.
18. Винокуров В. А., Скури хин М. Н., Никола-
ев В. В. Эффективность высокого отпуска для сварных конструк-
ций. Сб. «Надежность сварных соединений и конструкций». М.,
«Машиностроение», 1967, с. 5—14.
19. Винокуров В. А., Николаев В. В. Установка для
исследования релаксации напряжений при переменной температуре.
«Заводская лаборатория», 1968, № 5, с. 607—608.
20. Винокуров В. А. Расчеты релаксации напряжений при
проектировании технологических процессов изготовления толстостен-
ных сварных конструкций. Сб. «Проектирование сварных конструк-
ций», Киев, «Наукова думка», 1965, с. 269—275.
21. Винокуров В. А. Релаксация напряжений в сварных
конструкциях из элементов большой толщины, Известия вузов.
«Машиностроение», 1963, № I, с. 157—161.
22. Винокуров В. А. Релаксация остаточных напряжений
при отпуске сварных конструкций. Сб. «Прочность сварных конст-
рукций», М., «Машиностроение», 1966, с. 63—71.
202
23. Винокуров В. А. Отпуск сварных конструкций. «Сва-
рочное производство», 1967, № 3, с. 5—<8.
24. Винокуров В. А. Сварочные деформации и напряжения.
М., «Машиностроение», 1908, 236 с.
26. Винокуров В. А. У Ц з у - ц з я н ь. Собственные напряже-
ния в сварных соединениях большой толщины при разнородных
свойствах шва и основного металла. «Сварочное производство»,
1962, № 9, с. 8—11.
26. Винокуров В. А., Фишки с М. М., Черных В. В.
Об отмене высокого отпуска. «Автоматическая сварка», 1967, № 2,
с. 26—30.
27. В и т м а н Ф. Ф. Остаточные напряжения. М. — Л., ГТТИ,
1933, 64 с.
28. В о л к о в а Т. И. О перерывах в испытаниях на релакса-
цию, «Заводская лаборатория», 1954, № 4, с. 469—470.
29. Волкова Т. И. Процесс релаксации в условиях повтор-
ных нагружений. «Металловедение и обработка металлов», 1957,
. № 7, с. 13—18.
30. В о л к о в а Т. И. 50 000-часовые испытания на релаксацию
при комнатной температуре. Сб. «Вопросы металловедения котло-
турбинных материалов». М., Машгиз, 1955, с. 81—85.
31. Волошин А. А. К расчету напряжений в сварных швах
между трубами из сталей с различными коэффициентами линейно-
го расширения. Л., «Судостроение», 1961, № 6, с. 33—36.
32. В о р о б ь е в В. Г., Л о к ш и н И. X. Снижение остаточных
внутренних напряжений в металлических деталях вибрационно-тер-
мической обработкой. «Металловедение и термическая обработка
металлов», 1960, № 7, с. 8—11.
33. Гельман А. С., Попов В. С. Методика определения
остаточных напряжений в стыковых соединениях труб из сталей с
различными коэффициентами теплового расширения. «Заводская
лаборатория», 1955, № 6, с. 722—724.
34. Г и н ц б у р г Я- С. Методы экстраполяции результатов ре-
лаксационных испытаний. Известия вузов. «Черная металлургия»,
1961, № 5, с. 132—138.
35. Г и н ц б у р г Я. С. Ограниченная ползучесть деталей ма-
шин. М., «Машиностроение», 1963, Г83 с.
36. Г и н ц б у р г Я. С. О понятии «чистой» релаксации напря-
жений в металлах. Известия вузов, «Черная металлургия», 1961,
№ 9, с. 121—123.
37. Г л а д ш т е й и Л. И. Влияние собственных напряжений и
пластической деформации на механические свойства металла швов,
«Сварочное производство», 1959, № 10, с. 27—29.
203
38. Гликман Л. А., Гончаров С. П. Влияние объемных
изменений при дисперсионном твердении на снятие остаточных на-
пряжений при отпуске. ЖТФ, т. XVI, 1946, вып. 7, с. 803—816.
39. Гликман Л. А., ТэхтВ. П. Влияние температуры и
продолжительности нагрева на снятие остаточных напряжений в ау-
стенитной стали, «Котлотурбостроение», L948, № 2, с. 12—16.
40. Г л и к м ан Л. А. Устойчивость остаточных напряжений и
их влияние на механические свойства металла и прочность изделий.
«Качество поверхности и долговечность машин». Труды ЛИЭИ,
вып. 13, 1956.
41. Г о л ь д е н б е р г А. А. Влияние внутренних превращений
на релаксацию напряжений при отпуске стали ЗОХГСНА и старе-
нии сплава В;95. «Металловедение и обработка металлов», 1958,
№ 10, с. 11—17.
42. ГоршковА. И., Вакс И. А. Влияние температуры от-
жига на величину остаточных напряжений и свойства сварных сое-
динений из сплава ОТ4. «Сварочное производство», 1967, № 8.
43. Горынин И. В. Влияние отпуска на склонность к хруп-
кости холоднодеформированной низкоуглеродистой стали. Сб. «Ме-
талловедение», Судпромгиз, 1957, с. 155—161.
44. Грачев С. В., Зубов В. Я. Влияние стабильности
структуры на релаксацию напряжений в сплавах «Физика металлов
и металловедение», 1964, т. 18, вып. 6, с. 909—914.
45. Гривняк И. Общая теория термической обработки стали
в температурном интервале Ai—А3. «Сварочное производство», 1970,
№ 12, с. 51—54.
46. Гуляев А. П., Крайнева 3. А. Отпуск стали в фик-
сирующих приспособлениях. Известия вузов, «Черная металлургия»,
1960, № 2, с. 121—123.
47. Гуляев А. =П. Термическая обработка стали. М., Маш-
гиз, 1960’, 496 с.
48. Гуревич С. М., Нероденко М. М., Аснис Е. А.
и др. Напряжения и деформации при сварке стыковых соединений
из тонколистового ниобия. «Автоматическая сварка», 1969, № 4,
с. 33—34.
49. Гуревич С. М., Нероденко М. М., Аснис Е. А.,
и др. Остаточные напряжения в стыковых соединениях тонколи-
стовых низколегированных ниобиевых сплавов. «Автоматическая
сварка», 1970, № 9, с. 67—68.
50. Долгов В. К., Раппопорт Я- А. Проверка реальной
скорости спада напряжений в металле труб под влиянием времени
(холодная релаксация стали). Труды ВНИИ по стр-ву объектов
нефтяной и газовой пром-ти. «Действительные условия работы кон-
струкций стальных трубопроводов и резервуаров». Вып. VI, М.,
Гостоптехиздат, 1954, с. 82—92.
204
51. Друскин М. С. Исследование влияния технологических
факторов на условия возникновения разрушений в сварных коль-
цевых швах сосудов давления. Сб. «Пути повышения надежности
и работоспособности сварных соединений конструкций», ЛДНТП
1968, с. 79—85.
52. Д ы б л е н к о В. П., Пивненко И. А. Устройство с фо-
тоэлектронным реле для определения релаксации напряжений, «За-
водская лаборатория», 1968, 11, с. 1377—1388.
53. Е р е м е е в В. Н., Г л а д к о в а Г. И., С е л ь с к и й Б. И.
Термическая обработка стального литья в камерной печи. «Метал-
ловедение и термическая обработка металлов», 1960, № 10, с. 75—77
54. Зайцев Г. 3. Влияние температуры отпуска на снятие
остаточных напряжений в сварных трубах из аустенитной стали.
Труды ЦНИИТМАШа «Усталостная прочность и остаточные
напряжения в стали и чугуне», кн. 70, М., Машгиз, 1955, с. 49—60;
55. Зайцев Г. 3. Остаточные напряжения в материале и
сварных соединениях труб из стали 1Х18Н12Т. Труды ЦНИИТ-
МАШа. Кн. 91. Машгиз, 1959, с. 56—63.
56. Зайцев Г. 3. Остаточные напряжения в сварных стыках
аустенитных паропроводов. «Энергомашиностроение», 1958, № 6,
с. 31—35.
57. Замир як ин Л. К. Остаточные напряжения в сварных
кольцевых соединениях. Труды У ПИ, № 146, 1966, с. 179—182.
58. Земзин В. Н. Сварные соединения разнородных сталей,
М.—Л., «Машиностроение», 1966, 232 с.
59. Зубов В; Я-, Г р а ч е в С. В., П е с и н Я. А. Релакса-
ция напряжений при мартенситном превращении остаточного аусте-
нита. Известия вузов, «Черная металлургия», I960, № 5, с. 115—120.
60. Каленский В. К-, Ф р у м и н И. И. Определение оста-
точных напряжений и выбор режима термической обработки на-
плавленных клапанов. «Автоматическая сварка», 1969, № 2, с. 35—
38.
61. Карзов Г. П. Выбор рациональной формы разделки для
многослойных кольцевых швов. Сб. «Пути повышения надежности
и работоспособности сварных соединений и конструкций», ЛДНТП,
1968, с. 71—79.
62. Киселев С. Н., Хавано в В. А., Скорняков Л. М.
и др. Влияние некоторых технологических операций на остаточные
напряжения в сварных алюминиевых деталях. «Сварочное произ-
водство», 1968, № 7, с. 18—19.
63. К л и м о ч к и н М. М. Влияние режима местной нормализа-
ции на величину собственных напряжений. «Сварочное производ-
ство», 1970, № 10, с. 27—29.
205
64. Климочкин М. М., Рабинович П. М., С е л и ха-
нов и ч И. Г. Местная термическая обработка паропроводов из
перлитных сталей токами промышленной частоты: «Сварочное про-
изводство», 1970, № 11, с. 25—27.
65. Климочкин М. М., К а н т и н Я- А. Местная термооб-
работка монтажных 'сварных соединений колес крупных гидротур-
бин. Труды ЦНИИТМАШа «Новое в технологии индукционного на-
грева», № 25, 1962, с. 5—16.
66. Климочкин М. М. Применение индукционного нагрева
для местной термической обработки сварных соединений крупнога-
баритных изделий большого веса. Термообработка при индукцион-
ном нагреве МДНТП, 1968, с. 43—54.
67. Конради Г. Г., 3 а м и л а ц к и й Е. П. Определение кон-
стант упругости в широком диапазоне температур. «Заводская ла-
боратория», 1961, № 10, с. 1296—1299.
68. К о с с о й М. С. Электротермообработка сварных соедине-
ний паропроводов. Труды ЦНИИТМАШа «Новое в технологии ин-
дукционного нагрева», № 25, 1962, с. 17—30.
-69. Кравченко В. М. Изготовление сварных станин шлифо-
вальных станков. «Сварочное производство», 1964, № 11, с. 39.
70. Кудрявцев П. И. Остаточные сварочные напряжения и
прочность соединений. М., «Машиностроение», 1964, 95 с.
71. Кулышева 3. С., Куракин Г. М., Наумов С. Л.
Выбор оптимального режима термообработки шва, «Автоматиче-
ская сварка», 1970, №. 10, с. 18—19.
72. Купер П. Дж. Предварительный подогрев и снятие на-
пряжений при сварке труб и резервуаров. М., Оргэнергострой, 1962,
18 с.
73. К у р к и н С. А., Гуань Ц я о. Снятие остаточных сва-
рочных напряжений в тонколистовых элементах из титановых спла-
вов. «Сварочное производство», 1962, № 10, с. 1—5.
74. К у р к и н С. А. и др. Измерение деформаций и напряже-
ний при сварке элементов большой толщины из Ст. 3. «Автомати-
ческая сварка», 1959, № 6, с. 22—27.
75. Лангер Н. А., Яг у польская Л. Н. и др. Влияние
остаточных напряжений на коррозионную стойкость сварной аппа-
ратуры, работающей в щелочных средах. Сб. «Влияние рабочих сред
на свойства материалов». Вып. 2, изд-во АН УССР, 1963, с. 87—
96.
76. Л е в и’т а н с к и й И. В. Местная устойчивость центрально
сжатых сварных стержней из термически обработанных сталей.
Груды МИНХ и ГП, «Свариваемость термически упрочненных ста-
лей». Вып. 70. М., «Недра», 1967, с. 142—153.
206
77. Л епин Г. Ф., Тихонов А. П. О температурных зави-
симостях ползучести и релаксации напряжений. «Проблемы прочно-
сти», 1969, № 1, с. 85—88.
78. М а к а р а А. М., Е г о р о в а С. В., Новиков И. В. Тер-
мообработка в интервале температур Ас^—Ас3 соединений, выпол-
ненных электрошлаковой сваркой. «Автоматическая сварка», 1969,
№ 12, с. 1--5.
79. Малин и н Н. Н. Прикладная теория пластичности и пол-
зучести. М., «Машиностроение», 1968, 400 с.
80. Медовар Б. И. Электрошлаковая сварка без нормализа-
ции и электрошлаковый переплав в Великобритании. «Автоматиче-
ская сварка», 1967, № 9, с. 71—74.
81. Минасарян А. А., Артем ян Г. Л. Снижение уровня
и благоприятное перераспределение остаточных сварочных напряже-
ний паропроводов из стали 1Х18Н9Т, «Теплоэнергетика», 1967, № 7,
с. 78—79.
82. Минасарян А. А., А р т е м я н Г. Л., Тимофеев М. М.
Влияние подогрева при сварке на остаточные напряжения в свар-
ных паропроводах из стали 1Х18Н9Т. «Сварочное производство»,
1967, № 8. с. 28—29.
83. М и н а с а р я н А. А. Снятие остаточных напряжений , в
сварных трубах из стали 1Х18Н9Т. «Металловедение и термическая
обработка металов», 1963, № 9, с. 45—51.
84. Моисеев И. А. Исследование собственных остаточных
напряжений в сварных двутавровых элементах. Труды Всес. науч-
но-иссл. ин-та железнодорожного стр-ва и проектирования. «Неко-
торые вопросы применения сварки в мостостроении». Вып. 2. Транс -
желдориздат, М.,' 1950, с. 5—19.
85. Молчанова Л. Г., Погорельская М. 3., Ш к а-
т о в Ю. И. Влияние отпуска на свойства сварных соединений хро-
момолибденованадиевой стали. Сб. «Сварка» 1. Судпромгиз, 1958,
с. 61—72.
86. М о р д в и н ц е в а А. В. Превращение остаточного аусте-
нита — основная причина деформирования сварных конструкций
с течением времени. «Металловедение и обработка металлов», 1956,
№ 7, с. 48—54.
87. Н а в р о ц к и й Д. И., С а в е л ь е в В. Н. О влиянии ос-
таточных напряжений на вибрационную прочность образцов с попе-
речными сварными швами. «Сварочное производство», 1960, № 5,
с. 15—17.
88. Навроцкий Д. И., Семенов В. П. Влияние отжига
сварных соединений на их прочность при вибрационной нагрузке.
Труды Л ПИ, № 4, 1954, с. 87—101.
207
89. На х и м о в Д. М._ Переход упругой деформации в остаточ-
ную при структурных превращениях. «Металловедение и термиче-
ская обработка металлов», 1959, № 3, с. 2—6.
90. Н е б ы л о в В. М. Учет сварочных напряжений при расчете
элементов конструкций на устойчивость. «Автоматическая сварка»,
1961, № 2, с. 3—14.
91. Никитина Л. П. Уточнение уравнения релаксации на-
пряжений. «Заводская лаборатория», 1961, № 6, с. 730—738.
92. Николаев В. В., Винокуров В. А. Закономерности
релаксации остаточных напряжений при высоком отпуске сварных
конструкций. Труды МВТУ, № 133, 1969, с. 131—143.
93. Николаев В. В., Винокуров В. А. Релаксация на-
пряжений при переменной температуре в процессе отпуска сварных
конструкций. Известия вузов «Машиностроение», 1967, № 6, с. 136-—
Г41.
94. Николаев Г. А., Гельман А. С. Сварные конструк-
ции и соединения, М., Машгиз, 1948, 503 с.
95. Николаев Г. А., М о р д в и н ц е в Л. А. Собственные
напряжения в сварных конструкциях и методы борьбы с ними. Сб.
«Деформации при сварке конструкций». АН СССР, М.—Л., 1943,
с. 12’8—145.
96. Николаев Г. А. Об устранении термической обработки
сварных изделий из малоуглеродистой стали «Вестник инженеров
и техников», 1952, № 5, с. 217—219.
97. Новиков В. И., Ковтуиенко В. А. Устранение тре-
щин в корне кольцевых швов, «Автоматическая сварка», 4966, № 3,
с. 57—60.
98. Новиков В. И. О местной термообработке стыковых
швов для снятия остаточных напряжений. «Автоматическая свар-
ка», 1958, № 7, с. 29—35.
99. Н о в и к о в В. Н., Т у т о в И. Е. и др. Исследование стали
22К и разработка технологии местной термической обработки свар-
ного соединения пластин из этой стали. «Некоторые вопросы техно-
логии тяжелого гидропрессостроения», 1960, № 8, с. 19—3-2.
100. Новичков П. В. Измерение напряжений в сварных ста-
нинах прессов. «Сварочное производство», 1959, № 11, с. 15—17.
101. Н о в и ч к о в П. В. О целесообразности термической обра-
ботки сварных станин тяжелых прессов. «Сварочное производство»,
1962, № 6, с. 41—43.
102. Новый метод испытаний металлов на релаксацию и ползу-
честь. Сб. ст., под ред. И. А. Одинга. М:, Машгиз, 1949, 117 с.
103. Одинг И. А., Иванова В. С. и др. Теория ползу-
чести и длительной прочности металлов. М., Металлургиздат,
1959, 488 с.
208
104. Ожи.гин В. В. Влияние остаточных напряжений на' ус-
тойчивость центральносжатых сварных стержней. Труды ДПИ
№ 262, 1966, с. 35—45.
105. О к ер б л ом Н. О., Демянцевич В. П„ Байков
.в а И. П. Проектирование технологии изготовления сварных кон-
струкций. Л., Судпромгиз, 1963, 604 с.
106. Окерблом Н. О., Навроцкий Д. И. Влияние оста-
точных напряжений на вибрационную прочность сварных конструк-
ций. «Сварочное производство», 1960, № 3, с. 9—12.
107. Осасюк В. В. К методике определения характеристик
релаксации напряжений при сложном напряженном состоянии. «За-
водская лаборатория», 1966, № 9, с. 1111—1113.
108. Паршин А. М., Колосов И. Е. Природа отрицатель-
ной ползучести в аустенитных сталях Х18Н22В2Т2 и Х12Н20ТЗР.
«Металловедение и термическая обработка металлов», 1968, №/12;
с. 26—29.
109. Патон Е. О. Избранные труды, том 2, Сварные конст-
рукции. Киев, АН УССР, 1961, 419 с.
ПО. Пермяков В. Г., Белоус М. В. О природе объему
кого эффекта «третьего превращения» при отпуске закаленной/стая-
ли. «Известия вузов», Черная металлургия, 1960, № 12, с. 99—105;
111. Перов А. Н. Релаксационные испытания для определе-
ния режима отпуска сварных конструкций из теплоустойчивой ста-
ли. Сб. «Сварка», № 2, Судпромгиз, Л. 1959, с. 131—138.
112. Погодина-Алексеева К- М., Крем лев Е. М.
Влияние ультразвука на снятие остаточных напряжений в стали
ХВГ при отпуске. «Металловедение и термическая обработка ме-
таллов», 1966, № 9, с. 7—9.
113. Покровский А. К., Филатов В. Г. Установка для
изучения релаксации, напряжений при изгибе образцов произволь-
ного сечения. «Заводская лаборатория», 1969, № 7, с. 870—872.
114. Поляков Д. А., С а г а л е в и ч В. М. Исследование ос-
таточных напряжений и изыскание методов их уменьшения в свар-
ных соединениях из сплавов титана, «Сварочное производство»,
1970, № 7, с. 6—7.
115. Потехин Б. А., Богачев И. Н. Релаксация напря-
жений в хромомарганцевой аустенитной стали ЗОХЮГЮ, «Физика
металлов и металловедение», 1964, том 18, вып. 2, с. 257—262.
116. Работнов Ю. Н. Ползучесть элементов конструкций.
«Наука», 1966, 752 с.
117. Рахман Б. М. Метод исследования релаксации напря-
жений при растяжении в жесткой станине. «Заводская лаборато-
рия», 1962, № 2, с. 209—211.
209
11В. Р е з е п о в а А. В. Остаточные напряжения в сварных
трубчатых образцах и их влияние на прочность. Труды МЭИ, вып.
XXIX, 1957, с. 19—30.
119. Рощин В. В., Киселев С. Н., Маслов Л. И. и др.
Об остаточных напряжениях в стыках труб разнородных сталей.
«Сварочное производство», 1969, № 9, с. 31—33.
120. Рыжков Н. И. Производство сварных конструкций в
тяжелом машиностроении. М., «Машиностроение», L970; 384 с.
121. Семовских Г. Н. Зональная индукционная термооб-
работка сварных швов. «Сварочное производство», L965, № 12,
с. 30—32.
122. Серебренников Г. 3. Выбор режимов ускоренных
охлаждений для регулирования тепловых остаточных напряжений.
«Металловедение и термическая обработка металлов», 1961, № 10,
с. 37—43.
123. Силаев А. Ф., Игнатьев Н. А. О целесообразности
термической обработки сварных станин тяжелых прессов. «Свароч-
ное производство», 1961, № 8, с. 40—43.
124. С к у р и х и н М. Н., В и н о к у р о в В. А. Влияние некоторых
факторов термопластического воздействия сварки на сопротивление
сталей разрушению при пониженных температурах. Известия вузов,
«Машиностроение», 1967, № 1, с. 185—189.
125. Стародубов К. ф., Поляков С. Н. Отпускная
хрупкость углеродистой стали, Известия вузов, «Черная металлур-
гия», 1958, № 3, с. 131—144.
126. Стеклов О. И., АкуловА. И. О влиянии остаточных
напряжений и вида напряженного состояния на коррозионное рас-
трескивание сварных соединений. «Автоматическая сварка», 1965,
№ 2, с. 38—43.
127. Стеклов О. И. Повышение стойкости сварных соеди-
нений и конструкций против коррозионных разрушений. НИИИН-
ФОРМТЯЖМАШ, 1970, 54 с.
128. Тавадзе Ф. Н., Напетваридзе 3. Г.. Рациональ-
ные режимы термической обработки стыкосварных соединений неф-
тяных труб. «Металловедение и термическая обработка металлов»,
1965’, № 10, с. 51—54.
129. Тавадзе Ф. Н., Напетваридзе 3. Т. Рентгено-
графическое исследование остаточных напряжений в стыкосварном
шве труб нефтяного сортамента после различной термической об-
работки. Труды Института металлургии АН ГССР, 1962, т. 13,
с. 247—254.
130. Тайц Н. Ю. Технология нагрева стали. М., Металлург-
издат, 1962, 567 с.
210
131. Термическая обработка сварных стальных конструкций,
ЛДНТП, 1967, 85 с.
132.. Термообработка сварных конструкций из легированных
сталей. «Сварочное производство», 1966, № 8, с. 25—26.
133. Тимошенко С. П. Теория упругости. М. — Л., ГТТИ;
1934,451 с.
•134. Ф а е р м а н А. И. Анализ затрат на термическую обработку
сварных конструкций. Труды ЛПИ,.№ 283, 1967, с. 166—168.
135. Филинов С. А., Фиргер И. В. Справочник термиста.
Л., «Машиностроение», 1969, 240 с.
136. Фролов П. Н. Особенности сварных конструкций завода
«Пельс». «Сварочное производство», 1957, № 10, с. 47—48.
137. Хаит Ш. С. Устранение потери точности сварных станин
гидропрессов путем их предварительного деформирования/ «Сва-
рочное производство». 1968, № 3, с. 44.
1=38 . X е й н Е. А. Об оценке длительной релаксационной стой-
кости при высоких температурах. «Заводская лаборатория», 1959/
№ 1, с. 83—87.
139. Шеверницкий В. В., К о в т у н е н к о В. А. Влияние
местной термообработки поперечного стыкового шва труб на вели-
чину остаточных напряжений. «Автоматическая сварка», 1958, № 8,
с. 79—83.
140. Шрон Р. 3., Небесова И. Ф. Влияние термического
режима сварки и отпуска на структуру и стойкость против хруп-
кого разрушения хромомолибденованадиевого металла шва. «Ав-
томатическая сварка», 1968, № 12, с. 39—44.
141. Шур а ков С. С. Релаксационные явления в закаленной
стали. «Металловедение и термическая обработка металлов», 1961,
№ 4, с. 36—39.
142. Я к о в л е в В. А., Лыкова 3. В., Д у б р о в с к и и С. М.
Индукционный локальный отжиг сварных соединений из высоко-
прочных и жаропрочных сталей. Термообработка при индукционном
нагреве, МДНТП, 1968, с. 36—42.
143. В е n s о п L. Е., Tu mm е г s G. Е., W a t s о n S. J. Com-
parison between torsional and tensile strees relaxation tests. British
welding Journal, 1957, v. 4, N 6, 281—282.
144. Brozzo P. Observations on the results of torsion relaxation
tests carried out on four typical heat-resisting steels, British welding
Journal, 1961. v. 8, N 9, 79—82.
145. BuchholtzH., Buhler H. EinfluB von AnlaBtempera-
tur und dauer auf die Eigenspannungen bei der Warmebehandlung von
Stahl. Archiv fur das Eisenhuttenwesen 1932/1933, N 6, 247—251.
211
146. В u с h h о 11 z H., В it h 1 e г H. Ermittlung von Eigenspan-
nungen in Stahlzylindern aus Spannungs-Zeit-Kurven, Archiv fur das
Eisenhiittenwesen, 1932/1933, N 6, 253—256.
147. Buhler H. Beitrag zur Frage der Eigenspannungen in
Stahl durch Warmebehandlung. Dortmund, 1931, 149—192.
148. C a u d о M. Determination of the conditions of stress relie-
ving of welded assambly. Welding Journal, 1963, v. 42, N 6, 282—
288.
149. Christofferson J. B. Field stress relieving of large
field erected vessels. Welding Journal, 1963, v. 42, N 4, 294—301.
150. С о о p e г P. J. Trends in heat-treatment of welded construc-
tions. Welding and metal fabrication, 1964, v. 32, N 6, 220—223.
151. Cotterell B. Stress relief of butt welds in rectangular
plates by local heating. British welding Journal, 1961, v. 8, N 10,
485—490.
152. Erker A. Eigenspannungen und Verwerfungen und ihr
EinfluB auf die Betriebsbewahrung von Bauteilen Schweissen und Schnei-
den, 1962, 14, N 1, 3—11.
153. Faltus F. Glundlagen der Gestaltfestigkeit geschweiBter '
Bauwerke und die Anforderungen der Konstruction an die schweiB-
barkeit der Massenbaustahle, Schweisstechnik, 1955, N 10, 289—295.
154. Gunnert R. Verkan av spannigsglodgning pa treaxiella
egenspaanningstillstand i bl. a. inre partier av svetsgods, Svetsen,
1961, N 20, N 1, 13—15.
Г55. Huge coke drums stress-relieved on site after field welding.
Canadian welder and fabricator, 1966, v. 57, N 1, 18.
156. Hummitzsch W. Mechanische Eigenschaften von
SchweiBverbindungen an Stahlen fur den Kessel und Behalterbau in
Abhangingkeit von der Warmebehandlung. Stahl und Eisen, 1957, 77,
N 5, 279—290.
157. Lange G. Entspannungsversuche on Kesselbaustahlen und
'.StahlguB. Schweissen und Schneiden, 1957, N 8, 361—364.
158. Lange G., S t u w e H.-P. Entspannungsversuche an Kessel-
baustahlen, Schweissen und Schneiden, 1969, 21, N 10, 454—458.
159. Larson L. I. Another view of stress relieving. Welding
Engineer, 1959, Nil, 32—34.
160. Leymonie C„ Bouverot R. Etude des traitements
thermiques apres deformation de deux aciers de construction faible-
ment allies. Revue de Metallurgie, v. 66, Mars, 1969, 221—231.
161. Leymonie C., Bouverot R., Hennon J. Contribution a
I’etude des traitements thermiques apres soudage d’aciers faiblement
allies. Soudage et Techniques Connexes, v. 24, N 1/2, 1970, 25—40.
162. L о r e n t z R. E. Should pressure vessels be heat treated
Metal Progress, 1966, v. 89, N 4, 66—69.
212
163. M a i I a n der R. Die Verminderung von Eigenspannungen
durch Anlassen, Stahl und Eisen 51 (1931), H. 22, 662-—670.
164. Murr ay J. D. Stress-relief cracking in carbon and low alloy
steels. British welding Journal, 1967, N 8, 447—456.
165. Mylon as C., Beaulieu R., Restoration of ductility of
prestrained steel by heat treatment at 700 to 1150°F. Welding Journal,
1969, N 7, 306—s. 316 s.
166. Nadkarni S. V. Ingenuity relieves a large field weld. Wel-
ding Engineer, 1969, N 7, IE—10.
167. Nagel D. Uber die Notwendigkeit des Sparrnungsabbaues
bei geschweiBten Druckbehaltern. Schweissen und Schneiden, 1966,
N 10, 515—516.
168. Note Technique relative aux traitements de recuit apres
soudage. Revue de la Soudure (Bruxeles), v. 24, N 3, 1968, 150—167.
169. Pilous V. Zihani na od straneni vnitrnich pnuti tenkosten-
nych svarovanych konstrukci, Zvaranie, 1968, N 2, 41—45.
170. Sangdahl G. S. Strees relief of austenitic stainless steels.
Metal progress, 1964, v. 86, N 2, 100—104.
171. S eulen G.-W. Inductives Spannungsarmqluhen von
SchweiBnahten an Rohren und Behaltern. Schweisstechnik, 1968, N 3,
118—121.
172. Stress-relieving a reactor vessel. Welding and Metal Fabri-
cation, 1963 V, v. 31, N 5, 210—213.
173. Stress-relieving fabricated girders. Welding and metal fabri-
cation, 1961, v. 29, N 2, 67—70.
174. Stress relieving with radiant heat. Welding design and fabri-
cation, 1967, N 3, 50.
175. Taira S., Suzuki F., I wa garni Y. Relaxation of
combined stress sistem of tension and torsion. Proceedings of the
seventh japan congress on testing materials, Japan, 1964, 62—66.
176. Tauchen I. Volba rezimu zihani na odstraneni pnuti tenko-
siennych. Zvaranie, 1969. Nil, 331—,335.
177. Tummers G. E. Summary report on stress relaxation data.
British welding Journal, 1963, v. 10, N 6, 292—303.
178. Watson S. J. Short-time creep-relaxation test, Engineering,
1955, May 6, 565—566.
179. Watson S. J. Strees relief of mild steel welded structures.
British welding Journal, 1957, v. 4, N 9, 422—423.
180. Welding Engineer, 1969, v. 54, N 7, 44.
181. Wei linger K. Temperatur-Spannungslinien bei gleichblei-
bender verdrehung und Zunehmender Temperatur zur Bcstimmung
von Resteigenspannungen. Mitteilungen der V. G B. 1951, Heft 15,
317—320.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Условные обозначения . 3
Введение 5
Глава I.
Влияние процесса сварки и остаточных напряжений
на качество сварных конструкций.................10
Влияние на точность и стабильность размеров . 10
Влияние на прочность .............. 17
Глава И.
Влияние отпуска на свойства сварных конструкций 27
Назначение отпуска .... . . 27
Виды отпуска........................... . . 30
Снижение остаточных напряжений . ..... 35
Изменение свойств металла и прочности элементов кон-
струкций ... . . . . 42
Глава III.
Исследование релаксации напряжений ... 51
Процессы, - влияющие на изменение напряжений ... 52
Методы и установки для исследования релаксации на-
пряжений ................................ . 57
Релаксация напряжений в различных сталях 65
Закономерности релаксации напряжения 84
Глава IV.
Расчетный метод определения напряжений при
отпуске.....................................100
Основные положения расчетного метода . . . 101
Расчет напряжений в пластинах . . . 114
Объемное распределение напряжений .... 121
Расчет напряжений в кольцевых соединениях труб 130
Расчет напряжений при постоянных деформациях . . 133
Сравнение расчетных остаточных напряжений с экспери-
ментальными после отпуска ... . 135
214
Стр,
Глава V.
О рациональном использовании отпуска для свар-
ных конструкций..............................154
Сварные конструкции, требующие отпуска .... 154
Результаты исследований по снижению напряжений при
отпуске............................................ 167
Остаточные напряжения после отпуска в соединениях
с разнородными металлами.............................179
Применяемые и рекомендуемые режимы отпуска для сни-
жения напряжений . . . . 189
Список литературы . .201
Виталий Александрович Винокуров
ОТПУСК СВАРНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
ДЛЯ СНИЖЕНИЯ НАПРЯЖЕНИЙ
Редактор издательства Т. Е. Черешнева
Технические редакторы Б. И. Модель
и Е. П. Смирнова
Корректор Е. В. Сабынич,
Переплет художника А. С. Рыбакова
Сдано в набор 22/1 1973 г.
Подписано к печати 4А^ 1973 г. Т-07745
Формат 84Х1087з2. Бумага № 2
Усл. печ. л. 11,34 Уч.-изд. л. 11,5
Тираж 10 700 экз. Заказ № 2363. Цена 69 коп.
Издательство «МАШИНОСТРОЕНИЕ»,
Москва, Б-78, 1-й Басманный пер., 3.
Московская типография № 8
«Союзполиграфпрома»
при Государственном комитете
Совета Министров СССР
по делам издательств, полиграфии
и книжной торговли,
Хохловский пер., 7.