Длительность te нагрева зоны термического влияния выше опре­деленной температуры можно рассчитывать, исходя из кривой сред­него нагрева, представляющей геометрическое место наименьших тем — ператур охлаждения после укладки каждого слоя (фиг, 166 — пунк­тирная линия). На кривую среднего нагрева при укладке каждого слоя накладываются отдельные тепловые воздействия. За время

укладки слоя и перерыва между слоя­ми температура шва и прилегающей к нему зоны основного металла вы­равнивается настолько, что с доста­точной для практики точностью можно считать ее одинаковой по тол­щине свариваемых листов.

При непрерывной многослойной сварке полос или листов короткими участками средняя температура на­грева зоны термического влияния по­вышается по мере укладки слоев, стремясь к некоторому пределу. По окончании заварки всех слоев шов и зона термического влияния (фиг. 170, а) охлаждаются вследствие распространения тепла по изделию. Среднюю температуру шва и зоны в процессе нагрева и последующего ох­лаждения можно рассчитать по схеме бесконечного стержня с теп­лоотдачей, нагреваемого плоским неподвижным сосредоточенным ис­точником, приложенным к продольной плоскости симметрии шва (фиг. 170, б). Процессу среднего нагрева шва и зоны при много­слойной сварке короткими участками соответствует теплонасыщение расчетного стержня, а процессу охлаждения — выравнивание тепла в стержне.

Принимая такую расчетную схему, мы допускаем, что тепло дуги распределено равномерно по всей площади продольного сечения шва, в то время как при многослойной сварке дуга перемещается по высоте разделки шва. Такая схематизация характера распреде­ления тепла, вводимого источником, искажает процесс распростра­нения тепла в области, близкой к источнику. Расчет по схемам, более точно учитывающим распределение тепла дуги (например, по схеме подвижного сосредоточенного источника в плоском слое), доста­точно сложен. Такое усложнение расчетной схемы необходимо только для расчета температурной волны данного слоя, для расчета же среднего нагрева зоны по всей высоте шва оно является излишним. Возможность расчета средней температуры нагрева зоны термиче­ского влияния многослойного шва по упрощенной схеме стержня в более удаленной от дуги области, охладившейся ниже 700—800°, подтверждается данными опытов.

Введем безразмерные критерии процесса распространения тепла при нагреве неподвижным источником в бесконечном стержне с теп­лоотдачей (§ 17):

расстояние точки стержня от

плоского источника;

2Xfl/’A

61 —[T(x, t) — Tq] — относительная температура точки

стержня;

z~bt — относительное время от начала нагрева.

Здесь Т (х) — температура точки стержня в °С; х—ее расстоя­ние от начала координат в см; F — площадь поперечного сечения стержня в см2; ос — коэфициент поверхностной теплоотдачи в кал/см2 сек °С; Ь~ 2 a/cyS — коэфициент температуроотдачи в F

1 /сек; 8пр = — приведенный радиус стержня в см; pj2 — полу-

периметр стержня в см.

В процессе теплонасыщения при нагреве относительная темпе­ратура точки стержня выразится [уравнение (17.1)] при v=09

М*) = Фі*-р S (51.і)

где сЬх (pj, т) — коэфициент теплонасыщения, зависящий в свою очередь от относительного расстояния рх точки стержня от источника и от относительной длительности т действия источника (фиг. 57).

Здесь 01(оо) = е~р1 получено из (12.7), полагая t—00 и v=0.

В процессе выравнивания тепла после прекращения в мо­мент t0 действия источника относительная температура вы­разится [уравнение (17.6) ]

Построенный по уравнениям

(51.1) и (51.2) график изменения относительной температуры 0 для различных сечений стержня рх в за­висимости от продолжительности нагрева Ы (фиг. 171) позволяет рассчитывать нагрев и охлаждение зоны термического влияния много­слойного шва при непрерывной сварке полос или листов короткими участками при различных сочетаниях режима сварки, теплофизи­ческих свойств металла и типа соединения. Пользуясь этим графиком, можно рассчитать зависимость длительности Ы8 пребывания любого сечения стержня при температурах выше заданной 0г от продолжи­тельности Ыс действия источника тепла и представить ее расчет­ными номограммами (фиг. 172).

Зона термического влияния многослойного шва близка к со­средоточенному в осевой плоскости источнику тепла (фиг. 170) и поэтому характеризуется небольшими значениями критерия рг до 0,2. Длительность нагрева Ыа увеличивается как с понижением температуры 02, так и с увеличением длительности действия источ­ника Ыс при высоких температурах ((^>0,25) зависимость Ыс от Ыс стремится к линейной.

Влияние технологических пара­метров режима сварки на длитель­ность нагрева зоны термического влияния 1-го слоя многослойного шва выше определенной темпера­туры выражают графики фиг. 173.

Чем больше толщина листов и угол разделки кромок, тем больше дли­тельность нагрева, так как уве­личивается количество тепла, вво­димое в изделие (фиг. 173, а, г)

Швы с увеличенным поперечным сечением характеризуются боль­шей длительностью нагрева Влияние эффективной мощности дуги (фиг. 173, б), длительности пе­рерывов между слоями (фиг. 173,<5) и длины участка (фиг. 173, в) ха — рактеризуегся наличием максимума длительности нагрева, соот­ветствующего оптимальному значению рассматриваемого параметра режима. Дальнейшее увеличение этих параметров приводит к сни­жению длительности нагрева.

При сварке толстых листов углеродистой и низколегированной кон­струкционной стали в один проход значительно возрастает длитель­ность нагрева околошовной зоны выше Ас3, ведущая к нежелатель­ному росту аустенитного зерна. Так как при многослойной сварке продолжительность пребывания околошовной зоны при температурах

больших Ас3 разбита по времени между отдельными сдоями и каждый слой перегревается недолго, значительный рост зерна прак­тически исключен.

Фиг, 173. Длительность t8 лагрева зоны термического влияния 1-го слоя сты-
кового многослойного шва выше определенной температуры:
д~ влияние толщины листов; б — влияние эффектирт о і мощности дуги; в — РЛИЯНИЄ длины
улдстка; г — влияние угла разделки кромок листов, б—влияние длительности перерывов между

слоями.

Расчет длительности нагрева зоны термического влияния 1-го слоя выше определенной температуры Т сводится к следующим операциям, а) Определяем значение расчетной мощности дуги

qp^ktkkq, (51.3)

где 9=0,24 y]LlUI — эффективная тепловая мощность дуги в кал/сек; kz — коэфициент чистого горения дуги; kq — коэфициент приведе­ния мощности дуги, учитывающий тип соединения (1 — для стыка, 0,67 —для таврового соединения и нахлестки и 0,6 — для кресто­вого соединения).

б) Определяем относительную температуру

где Ы —■ площадь поперечного сечения расчетного стыка в см2; I — длина участка в см; 8 — толщина листов в см.

в) Определяем относительное расчетное расстояние околошовной зоны

(51.5)

где х—расчетное расстояние околошовной зоны от плоского источника, равное: для стыковых швов — полуширине разделки по­верху, а для валиковых швов — половине длины катета шва.

г) Определяем относительную продолжительность действия источника, принимаемое за длительность полной заварки рассматри­ваемого участка многослойного шва, включая и перерывы

(51.6)

где v — скорость заварки слоя в см/сек, п — число слоев.

д) По найденным значениям р1? 0Х и btc находим из номограмм фиг. 172 относительную длительность нагрева Ыв, откуда длитель­ность нагрева околошовной зоны 1-го слоя выше температуры Т.

(51.7)

е) Длительность (t6)n нагрева околошовной зоны последнего слоя выше температуры Т можно приближенно определять из соотно­шения

Пример. Для условий примера § 50 определить длительность нагрева околошовной зоны 1-го слоя при температуре Тв =350°. Безразмерный критерий температуры по (51 4)

(350-20) —0,28,

где <«**1,4 * 18,6-26,1 ем2;

0,072 см2/сек,

qpzrz~kz kqq— 0,75-1*820 — 615 кал/сек

= 8,6*10-1 1/сек (принимаем а = 7* 10"* калієм20С сек).

По графику (фиг. 172, б) налодим, что для 6^—0,51 и 0—0,28 безразмер­ный критерий btB=^ 0,60, откуда длительность нагрева околошовной зоны 1-го слоя выше Тв = 350°

(*,)п = (4)i — te-г ±- = 700 — 590

Длительность нагрева околошовной зоны последнего слоя при Тв —350°

Длительность изотермического распада аустенита стали 40Х при темпера туре 350° (фиг. 169) составляет около 220 сек.

Таким образом, выбранный режим сварки обеспечивает полное завершение распада аустенита в зоне термического влияния всего шва.

ф Ры калин Н. Н., Развитие теории распространения тепла при сварке приме­нительно к распределенным источникам. Доклад на заседании Ученого совета сек* рш электросварки а электротермии АН СССР 7 июня 1950 г.