книги / Сварка в машиностроении. Т. 3

шву. Механические свойства основного металла и металла сварных соединений приведены в табл. 1.

I. Механические свойства основного металла и металла сварных соединений

и металла сварных соединений приведены на рис. 1. Наибольшим сопротивлением возникновению пластических деформаций обладает металл шва ( / /, / / / ) и металл зоны термического влияния после электрошлаковой сварки (V0* Наиболее высокий

Рис. 1. Кривые статического деформирования металла сварных соединений (обозначения см. в табл. 1)

предел прочности получен у металла сварного электрошланового соединения ( / / / , V). Наиболее высокая пластичность ф у металла ручного шва после термообра­ ботки (II), а наименьшая у металла шва после электрошлаковой сварки.

Схемы кривых циклического деформирования при мягком (постоянная ампли­ туда напряжений оа = const) и жестком нагружении (постоянная амплитуда дефор­ маций eta = const) и основные обозначения приведены на рис. 2*.

Ширина петли Ô* при мягком нагружении у основного металла (/) и металла шва электрошлакового сварного соединения (II, V) оставалась постоянной (цик-

* Напряжения и деформации на рис. 2 отнесены соответственно к пределу пропор­ циональности а т и деформации предела пропорциональности ет при статическом растя­

жении.

Для циклически разупрочняющихся и циклически упрочняющихся металлов по экспериментальным данным соответственно

где р и а — постоянные материала, зависящие от деформации и напряжения нуле­ вого полуцикла.

Рис. 3. Связь между шириной петли и числом полуциклов при мягком нагружении (обозначения см. в табл. 1)

Для циклически стабильного материала (/, / / / , VI) Р = О, для циклически разупрочняющегося ( / /, IV) Р > 0; для циклически упрочняющихся металлов

Рис. 4. Связь ширины петли в первом полуцикле и пара­ метра циклического разупрочнения с деформацией в нулевом полуцикле (обозначения см. в табл. 1)

а > 0. Ширина петли 6fl» в первом полуцикле и параметр Р (для циклически разуп­ рочняющегося материала) линейно связаны с деформацией ё 10) нулевого полуцикла

где Л, В и С — постоянные материала; ST ’ — предел пропорциональности в пер­ вом полуцикле (см. рис. 2).

При малоцнкловом мягком нагружении как основного металла, так и металла сварных соединений ширина петли в полуциклах растяжения была больше, чем

где А — А* — постоянная материала, характеризующая его циклическую ани­ зотропию.

Параметры диаграмм циклического деформирования Л, Л — Л*, С и ST * приведены D табл. 2.

2. Параметры диаграмм циклического деформирования

Кривые одностороннего накопления пластических деформаций по числу полуцик­ лов для исследовавшихся состояний металла по уравнению (9) и соответствующие экспериментальные данные показаны на рис. 5. Наиболее интенсивное накопление пластических деформаций происходит в циклически разупрочняющемся металле шва ручной сварки (//), наиболее медленно в металле шва электрошлакового свар­ ного соединения (III, V),

Для сварных соединений из ряда конструкционных сталей характеристики статического и циклического деформирования приведены в табл. 3 [9].

Ъ<н>

Рис. 5. Зависимость односторонне накопленной пластической деформации от числа полуциклов нагружения (обозначения см. в табл. 1)

3. Параметры диаграмм статического и циклического деформирования

Для других сварных соединений указанные выше характеристики опреде­ ляются экспериментально на лабораторных образцах (при статическом и малоцик­ ловом нагружении). В качестве первого приближения для расчетной оценки пара­ метров диаграмм циклического деформирования можно использовать следующие уравнения [8]:

Как следует из (10) — (13), параметры диаграмм циклического деформиро­ вания определяются в основном отношением о0Л1ов предела текучести к пределу прочности. Материалы, имеющие сг0,2/ав < 0,5, склонны к циклическому упроч­ нению; при величинах o0t2foa > 0,5 материалы склонны к циклическому разупроч­ нению.

Опыты на основном металле и металле сварных соединений при повышенных температурах, когда деформациями ползучести можно пренебречь, показывают применимость уравнений (10)—(13) для определения параметров диаграмм цикли­ ческого нагружения.

СОПРОТИВЛЕНИЕ МАЛОЦИКЛОВОМУ РАЗРУШЕНИЮ

Сопротивление сварных соединений малоцикловому разрушению зависит от механических свойств основного металла, металла шва и переходных зон и от ре­ жима нагружения. В качестве критериев малоциклового разрушения металла сварных соединений используют амплитуды упругопластических деформаций eta [4, 17] при нагружении с заданными размахами деформаций (жесткое нагруже­ ние) и амплитуды напряжений оа [10] при нагружении с заданными размахами усилий (мягкое нагружение). Зависимость между разрушающими амплитудами деформаций eta и числом циклов Nc до образования трещины для сварных соедине­ ний по данным работы [13] выражается степенным уравнением Мэнсона [21]

(14)

где Сес, Срс — постоянные материала, зависящие соответственно от пластичности и прочности металла сварного соединения; meCt пгрс — постоянные материала, условий нагружения и дефектности швов.

Уравнение (14) описывает условия возникновения макротрещины в сварном соединении при жестком нагружении в предположении равномерного распреде­ ления упругопластических деформаций по длине нагружаемого элемента в зоне сварного шва. Кроме того, упругие и пластические составляющие деформаций в зоне шва предполагаются не изменяющимися по числу циклов (циклическая стабильность).

Результаты испытаний сварных соединений при мягком нагружении для чисел циклов более 103 аппроксимируются степенной функцией вида

где С0 — постоянная металла зоны сварного соединения с минимальным значе­ нием предела прочности; та — постоянная, зависящая от условий испытания; Nf — число циклов до разрушения. Постоянные Са и та зависят также от дефект­ ности сварного соединения.

Сопротивление разрушению при жестком нагружении — по моменту обра­ зования макротрещины (длиной по окружности рабочей части образца 0,5— 1 мм и глубиной 0,2—0,3 мм) при заданных амплитудах упругопластических дефор­ маций ëfa описывается уравнением (14). В соответствии с рис. 2 амплитуда упруго­ пластической деформации £/а равна сумме амплитуд пластической ёра и упругой

Зависимость амплитуд пластических и упругих деформаций от числа циклов Nc до образования трещины показана на рис, 6,

С учетом (14) зависимость между ееа, ера и Nc может быть дана в виде степен­ ных функций типа Мэнсона—Лангера

где nipct mec>Срс» Сес — постоянные.

Как показали результаты экспериментов, при жестком нагружении постоян­ ная ШрСизменяется в пределах 0,45—0,55 и может быть принята равной 0,5, а

Рис. 6. Связь амплитуд пластических и упругих деформаций

постоянная Срс может быть определена из рассмотрения условий статического раз­ рушения (2ера = е/ при Nc = 1/4), т, е.

где ф — относительное сужение площадй поперечного сечения металла соответ­ ствующей зоны сварного соединения. Постоянная Сес определяется из соотноше­ ния 2ееа = Sk/E при Nc = 1/4, т. е.

Е •С ес

Показатель степени пгес для основного металла и металла сварных соединений равен примерно 0,1; тогда

В соответствии с (14), (17)—(21) амплитуда полной упругопластической де­ формации eta и число циклов Nc до образования макротрещины связаны соотно­ шением

Кривые малоциклового разрушения при жестком нагружении по уравнению (22), т. е. в амплитудах суммарных деформаций при пгрс = 0,5 и тес = 0,1, а так­ же экспериментальные результаты для основного металла и металла шва сварных соединений показаны на рис. 7.

Различие в сопротивлении упругопластическим статическим и циклическим деформациям основного металла и металла шва сварного соединения определяет неоднородность распределения упругопластических деформаций в сварном соеди­ нении, зону разрушения и разрушающее число циклов Nc [13]. Например, испы­ тания при жестком нагружении образцов из стали 22К со сварным швом (ручная сварка), в которых зона сплавления располагалась в середине рабочей части образца, показали, что окончательное разрушение образцов из основного металла и из металла сварных соединений происходило при числах циклов Nft превышаю­ щих Nc и зависящих от амплитуды деформации. Связь между величинами ера и N/ может быть записана в таком же виде, как и между величинами ера и Nc:

где mpf и CPf — постоянные материала применительно к стадии разрушения. Величины CPf и mPf в первом приближении можно определить, предположив, что размах пластической деформации равен разрушающей деформации а/ по (19)

при N f = 1/2 и что числа циклов N j и N c равны при циклических напряжениях, равных пределу выносливости (на базе 107). В соответствии с этими предположе­

Связь между числами циклов N c и N f по результатам эксперимента (точки) и по уравнению (24) (сплошная линия) показана на рис. 8. С увеличением числа циклов N j отношение числа циклов N c до образования трещины к числу циклов N f до разрушения увеличивается. Уравнение (24) достаточно хорошо описывает резуль­ таты экспериментов как на основном металле, так и на металле зон сварных

соединений.

Разрушению при мягком нагруже­ нии (оа = const) циклически анизо­ тропных металлов предшествует одно­ стороннее накопление пластических

усталостными, при этом увеличивается размер усталостной трещины и умень­ шается относительное сужение ф. При числе циклов около 2-103 величина ф составляет не более 0,5 величины ф при однократном разрушении, а площадь усталостной трещины достигает 30— 45% площади в изломе. Однако поверх­ ность излома образца в последнем полуцикле растяжения оставалась также волокнистой.

Металл электрошлакового шва (III), обладающий пониженной пластичностью (ф = 35,8%) при однократном разрушении, при мягком нагружении квазистати­ чески не разрушался. Снижение пластичности (ф) вдвое у металла электрошлако­ вого шва происходило уже при числе циклов менее 30. Переход к малоцикловым усталостным разрушениям у металла зоны термического влияния (К) электро­ шлакового сварного соединения начинается при числе циклов менее 30. Доля вол­ нистой составляющей в изломе Fnу металла сварного шва (III) при числах циклов более 30 начинает резко уменьшаться, и при числе циклов более 200 поверхность разрушения в последнем полуцикле оказывается кристаллической. Доля кристал­ лической составляющей в изломе металла зоны термического влияния (I/) увели­ чивается до 15—20% при числе циклов более 700.

Таким образом, при малоцикловом мягком нагружении у основного металла и металла сварных соединений происходит накопление односторонних пласти­

ческих деформаций в сочетании с циклическими пластическими деформациями, характеризующимися шириной петли упругопластического гистерезиса.

Накопленное квазистатическое повреждение оценивается отношением одно­ сторонне накопленной деформации к разрушающей статической

Накопленное усталостное повреждение оценивается отношением пройденного числа циклов к разрушающему n//Nf. Условие разрушения при мягком нагруже­ нии в области перехода от квазистатических разрушений к усталостным с исполь-

Рис. 9. Зависимость относительного сужения поперечного сечения и доли волокнистой составляющей в изломе от числа циклов до разрушения (обозначения см. в табл. 1)

зованием правила линейного суммирования квазистатических и усталостных повреждений может быть записано в виде

полуциклов kf\kf — число полуциклов нагружения до разрушения в переходной области; ej — деформация при однократном разрушении; nj — число циклов до смешанного разрушения при мягком нагружении (nj = kfj2); Nf — число циклов до усталостного разрушения при жестком нагружении при заданной амплитуде пластической деформации; D — суммарное накопленное повреждение.

Квазистатическое разрушение происходит при величине односторонне накоп­

ленной пластической деформации = вр при этом накопленное усталостное повреждение nfINf << 1 мало, т. е. квазистатическое повреждение является пре­