По существующим нормативным документам. В разное время было предложено много различных методов расчета сварных соединений при переменных нагрузках. Целесообразно рассмотреть только два офи­циальных документа для расчета сварных соединений, не подвергаю­щихся специальной механической обработке [299, 204]. Для расчетов сварных соединений мостовых конструкций имеюся также нормы [307J, предусматривающие, как правило, специальную механическую обра­ботку для уменьшения концентрации напряжений.

Метод СНиП [299] применительно к конструкциям, воспринимаю­щим многократно действующие нагрузки (105 циклов и более), предус­матривает расчет на выносливость с учетом концентрации напряжений, условий нагружения и уровня прочности стали. Влияние этих факторов на изменение предела выносливости наглядно иллюстрирует сопостав­ление двух сталей А и Б на рис. 14.3.1. В случае отсутствия концентрации напряжений (рис. 14.3.1,а) предел выносливости при пульсирующем цикле ст0 для стали Б с большим пределом прочности существенно выше, чем для стали А. Но при наличии концентрации напряжений (рис.14.3.1,6), в особенности при ее высоком уровне в соединении с

угловыми пгвами (рис. 14.3.1,в), различие этих сталей по пределу вынос­ливости в области знакопеременных циклов почти исчезает.

Согласно СНиП элементы и сварные соединения разделены на 8 групп. Чем выше номер группы, тем значительнее концентрация напряжений в сварном соединении и ниже его прочность.

Расчет сварных соединений на выносливость по СНиП выпол­няется по формуле

0тах^аЛЛ»- <14-ЗЛ)

где Rv — расчетное сопротивление усталости, значение которого зависит только от временного сопротивления стали и группы элемента конст­рукции. Для групп 3…8 значения Rv одинаковы для всех марок сталей, а д ля групп 1 и 2 несколько возрастают по мере увеличения временного сопротивления стали; — коэффициент, учитывающий зависимость предела выносливости от вида напряженного состояния и ко­эффициента асимметрии напря­жений цикла R = °гаах / °пшГ Характер зависимости показан на рис. 14.3.2; а — коэффициент,

Учитывающий влияние количест­ва циклов нагружения N соглас­но рис. 14.3.3.

При расчете по СНиП зна­чение a Rv yv не должно превы­шать значения допускаемого на­пряжения на статическую проч­ность. В методе ИЭС-ИМАШ

Рис. 14.3.3. Зависимости а от N:

1 — для ірупп элементов 1 и 2;

2 — для групп элементов 3…8 [204] сварные соединения разделены на 12 групп по уровню концент­рации напряжений. Номер группы (от 1 до 7) для конкретного сйарного соединения зависит от характера приложения нагрузки, конструктивно­технологического решения, способа получения заготовок, качества сварки и послесварочной обработки. В отличие от СНиП, в этом методе большое внимание уделяется влиянию остаточных напряжений от сварки (оост), для чего в обозначение группы вводится буква "о" при высоком уровне 0ост > 0,5 от и "б’ при более низких оост.

Учет влияния числа циклов и асимметии цикла осуществляется по диаграммам, приведенным в [204] для каждой группы. Например, на рис. 14.3.4 показан комплект диаграмм для группы За, а на рис. 14.3.5 — для группы 36.

За отказ сварного соединения принимается образование усталост­ной трещины глубиной 2…3 мм. Усталостная долговечность определя­ется в многоцикловой области нагружения.

Характеристики сопротивления усталости (ХСУ) определяются по вероятности отказа в зависимости от принадлежности к группе элемен­тов и классу прочности сталей: низкоуглеродистых (от = 240…280 МПа), низколегированных (от = 420…480 МПа) и высокопрочных

(от = 600…680 МПа) с помощью соответствующих таблиц и графиков.

Нормативное значение предела выносливости ой* устанавливается по ветви диаграммы предельных напряжений цикла для N -> Для определения ограниченного предела выносливости нанесены ветви, соответствующие числам нагружений N = 5 • 104; 1 • 10s; 5 • 105; 2 • 106 и 5 • 106. На диаграмме группы За, соответствующей низкому уровню ооСТ (рис. 14.3.4), линии отах и 0min для JV = 2 • 106 и 5 • 106 идут параллельно, что означает отсутствие влияния асимметрии цикла на накопление усталости, тогда как при меньших значениях N линии 0гаах и omin несколько сходятся, то есть влияние асимметрии цикла проявляется — На диаграмме группы 36 при высоком уровне оост (рис. 14.3.5) непарал — лельность линий 0тах и oiT[in показывает наличие влияния асимметрии цикла на накопление усталости при всех значениях N.

Расчетное значение предела вынослиости Rr = cR (Р) определяется °т допускаемой вероятности отказа Р по формуле

Rr=cr-ZpSCr, (14.3.2)

£це Zp — квантиль нормального распределения для вероятности Р, $cR — среднее квадратичное отклонение.

При оценке усталостной долговечности по вероятности отказа в качестве условия работоспособности принято

а<ар, (14.3.3)

где ар — предельное значение накопленного усталостного повреждения. Расчет основывается на линейной гипотезе накопления усталостных повреждений

в,=У—=1, (14.3.4)

“ N

іде и, — число циклов напряжения о.; Nt — предельное число циклов при действии напряжений уровня а.

При постоянном коэффициенте асимметрии Rc предельное число циклов Nt как функция значения амплитуды напряжений са (и вероят­ности отказа Р определяется по формуле

Р= —г—————— — ————— Т ‘ В ’ (14-3 5)

in — -2^

L(1 — ло) rr(P) J

где А и В параметры, значения которых приведены в виде таблицы;

R

Примерные данные о процентном возрастании пределов выносли­вости для сварных соединений после следующих видов обработки: зачистки, аргонодугового переплава, высокого отпуска, предварительной перегрузки, поверхностного наклепа, точечного (местного) нагрева, пластического обжатия путем взрывной, ультразвуковой или ударной обработки приведены в [320].

Сопоставление рассмотренных выше нормативных документов СНиП и ИЭС-ИМАШ позволяет заключить, что документация СНиП более компактна и удобна для использования, чем ИЭС-ИМАШ. С другой стороны, предлагаемый ИЭС-ИМАШ переход к вероятностной оценке долговечности с позиций накопления усталостного повреждения с учетом уровня остаточных напряжений является прогрессивным и позволяет более полно учесть специфику работы сварных соединений при переменной нагрузке. Общим недостатком обоих рассмотренных методов [299, 204] являются, во-первых, разделение элементов и соединений на ограниченное число групп, исключающее возможность оценки промежуточных конструктивных решений, а во-вторых, вне рассмотрения осталась зависимость концентрации напряжений от толщины элементов и размеров катетов угловых швов.

На основе метода локальных напряжений. При использовании концепции локальных напряжений ав диаграмму неразрушимости можно представить, как показано на рис. 14.3.6, где в логарифмических координатах дана зависимость cD — N.

Наклонная линия Вг С показывает зависимость ограниченного локального предела выносливости cBJW от числа циклов. Эта линия переходит правее точки С в горизонтальную, соответствующую неогра­ниченному пределу выносливости, который, по-видимому, близок к значению Ка, если св выразить через Кг Положение линии практически одно и то же для большинства низкоуглеродистых и низколегированных сталей.

Положение линий АгВг, ,А1В2 и других, параллельных им, может меняться в крайне широких пределах в зависимости от динамической вязкости металла. Чем меньше вязкость металла, тем ниже распола­гается горизонтальная линия, соответствующая наступлению неста­бильного разрушения. Накопление усталости в металле от циклических нагружений приводит к изменению положения линии А2В2 — она занимает фактически положение А^Ву Введение коэффициентов запаса позволяет для упрощения расчета считать линию А^г горизонтальной.

Объем высоконапряженного металла в концентраторах соединений с поперечно расположенными по отношению к силовому потоку угло­выми швами существенно больше, чем у соединенний с продольно расположенными угловыми швами, не заканчивающимися поперечным швом. Промежуточное положение занимают соединения, в которых продольный шов примыкает к другому шву, расположенному поперек направления передачи силового потока.

Основная формула для расчета сварных соединений на выносли­вость имеет следующий вид:

а aD — I сдш • (14.3.6)

Механическая характеристика — локальный предел выносливости свт — задан с установленной ве­роятностью его обеспечения Р, обычно Р > 0,95. Левая часть, выра­жающая эксплуатационное локаль­ное напряжение св= ав с, включает в себя номинальное расчетное на­пряжение о и коэффициент локаль­ной концентрации напряжений ав в конкретном сварном соединении. Коэффициент запаса пр на неточ­ность определения напряженного

состояния здесь отсутствует, так как предполагается, что значение ал найдено на основе точных методов расчета напряженного состояния. Если ав определяется приближенно, то в левую часть должен быть введен еще коэффициент запаса пр. Рассеяние катетов швов учтено при статистической обработке массива данных, формирующих значения aDRN — Поэтому коэффициент запаса па в данном случае отсутствует.

Изложенный выше метод расчета исходит из подтверждаемого экспериментальными данными положения, что номинальные пределы выносливости обратно пропорциональны коэффициентам локальной концентрации напряжений ав в пределах каждой группы соединений, для которой характерен тот или иной объем высоконапряженного металла в зоне концентратора. Это означает, что возможен переход одних значений номинальных пределов выносливости в другие для соединений, принадлежащих к одной группе, но отличающихся между собой размерами элементов и швов.

Коэффициент концентрации а зависит как от размеров элементов, так и от радиуса надреза г. Если в расчетах принять значение г неболь­шим, например в диапазоне 0,1…0,3 мм, то значения вычисленных а, и а2 для двух соединений с разными размерами будут давать то же отношение tXj / а2, что и ат / ат при г — 0. Эго означает, что для пересчета одних значений пределов выносливости в другие можно использовать следующую зависимость:

где cRN —предел выносливости (в том числе ограниченный) сварного соединения, которое было испытано при конкретной характеристике цикла R; cRN — предел выносливости другого сварного соединения, определяемый* расчетным путем; ад и а2 — значения коэффициентов концентрации напряжений для первого и второго соединений в зоне, где возникает усталостное разрушение. При этом оба соединения должны иметь одинаковую форму и одинаковый радиус закругления в концентраторе, не превышающий 0,3 мм, но могут отличаться другими размерами соединенных элементов и швов. Значения и а2 должны вычисляться по одной и той же формуле или находиться на одной и гой же номограмме.

Примером практического использования коэффициента локальной концентрации напряжений ад может служить исследование работоспо­собности сварных соединений с лобовыми швами, выполненное ^.Л. Черногоровым применительно к несущим системам сельско­хозяйственных машин [334]. Обследование металлоконструкций сельхоз­машин в процессе их изготовления на ряде заводов с массовыми измерениями геометрических размеров сварных швов и характерных иесплошностей показало, что уровень технологии на различных

предприятиях не одинаков, и реальные размеры катетов фактически зависят не от задаваемых конструкторско-технологических условий их выполнения, а определяются, по-видимому, случайными факторами, возникающими в процессе производства. Обобщение размеров боль­шого количества шлифов сварных соединений (толщина элементов

4.. .8 мм) представлено в виде статистического образа реального профиля угловых швов с 95%-ными доверительными границами интервала варьирования размеров (рис. 14.3.7). В конструкциях сельхозмашин нагружение сварных соединений с лобовыми швами в основном осу­ществляется по трем типовым схемам, которые представлены на рис. 14.3.8. Расчеты, выполненные методом конечных элементов, пока­зали, что на НДС соединения значительное влияние оказывает толщина основной несущей детали cv тогда как толщина детали с2 существенного значения не имеет. Наибольший уровень концентрации напряжений имеет место в сварных соединениях, швы которых полностью передают прикладываемую нагрузку; с уменьшением доли усилия, передаваемого через шов, концентрация напряжений в соединении снижается. При этом характер распределения локальных перемещений D вокруг типич­ных концентраторов зоны перехода в сварных соединениях с лобовыми швами различной формы принципиально не изменяется, а соотношение коэффициентов aD для двух разных концентраторов оказывается не зависящим от базы усреднения у в интервале 0,2 < у < 0,8 мм.

К числу геометрических пара­метров, определяющих НДС сварных соединений (рис. 14.3.7), относятся: толщина детали с,, угол подхода от наплавленного металла к основному <р, а также катет шва к, и глубина проплавления с, как составные части основания шва L. При наличии в сварных соединениях подрезов на НДС оказывает влияние их глубина h и раскрытие р (рис. 14.3.7).

Влияние параметров геометрии соединения на концентрацию на­пряжений проявляется комплексно, и это затрудняет выбор ад д ля рас­чета. В то же время информацию о характеристиках распределения ав можно получить, используя регрес­сионные модели типа ав = /(кр к2, R, <р… с,), варьируя размерами геометрических параметров, исходя из статистического образа сварных швов отдельно для каждой типовой схемы нагружения.

В расчетах на усталость приходится вводить наибольшее значение коэффициента ав, которое может быть в рассматриваемом сварном соединении. Поэтому следует принимать квантильные значения коэф­фициента Од при условии, что реальная величина не превышает расчетную с вероятностью Р. Для практических расчетов сёарных соединений, выполняемых полуавтоматической сваркой в среде углекис­лого газа по обычной серийной технологии, допускающей в соединенях присутствие подрезов и наплывов, квантильные значения аВР уровня Р = 0,99 предлагается определять по формулам: для схемы нагружения 1 — авр = 2,99 + 0,91 сд; для схемы 2 — авр = 4,68 + 0,37 с,; для схемы 3 — аВР = 4,84 + 0,26 cv где с, — толщина основной несущей Детали (рис. 14.3.8).

Допускаемый уровень нагрузки при пульсирующем цикле опреде­ляется как

[ св ]

[о0]« — 0 , (14.3.8).

«п

ВДе ( св ] — допускаемый локальный предел выносливости при R = 0. Локальные напряжения в зоне разрушения образца связаны с номиналь­ным соотношением

Определение характеристик локального предела выносливости aD в работе [334] было выполнено путем испытаний сварных образцов из СтЗ (рис.14.3.9,а) при пульсирующем изгибе на шести уровнях нагру­жения. Самый высокий уровень о0 = 160 МПа был выбран из условия разрушения всех образцов этой партии до базового числа циклов нагружения N = 107 циклов. Остальные пять уровней распределяли таким образом, чтобы на среднем уровне разрушилось 50% образцов, на двух высоких — 70…80 и 80…90 %, а на двух низких — 20…30 % и

1.. .20 %.

Значение а°дР = 1,5 определили путем расчета НДС образца с учетом его реальных размеров и профиля сварного соединения. В соответствии с этим зависимости с0 и св от числа циклов, полученные при обработке результатов испытаний с учетом выражения (14.3.9), представлены в виде квантильных кривых усталости на рис.14.3.9,б с двойной шкалой.

При использовании сопротивления усталости с0 эти кривые справедливы только для данных испытанных образцов. Однако переход от с0 к оЛо позволяет использовать значения для любых других типов сварных соединений с угловыми швами из стали СтЗ.

В процессе эксплуатации различные сварные соединения конст­рукции наїруженьї не одинаково. Исходя из этого, в рассмотренной работе [3341 предложено требования к качеству выполнения сварных соединений дифференцировать в соответствии с их категорией, устанав­ливаемой конструктором в зависимости от уровня и характера нагружен — ности соединения, его конструктивного оформления и свариваемых толщин. В этом случае можно снизить металлоемкость и повысить несущую способность сварной конструкции, сосредоточив усилия по повышению качества выполнения только на небольшом числе высоко — нагруженных сварных соединений.

С позиций сопротивляемости нестабильному разрушению. У низко­углеродистых и низколегированных сталей невысокая вязкость, как правило, наблюдается при отрицательных температурах. Причиной снижения вязких свойств может оказаться также закалка стали вследст­вие высоких скоростей охлаждения при сварке или тепловое охруп­чивание.

Для сварных соединений с формами концентраторов, отличаю­щихся от трещин, имеются в основном два обстоятельства, количест­венная оценка которых затруднена:

а) в области у вершины концентратора сварного соединения практически всегда существуют остаточные напряжения и возникает пластическая деформация, которая, с одной стороны, понижает вязкость металла, а с другой стороны, снимает пики напряжений у предельно острых концентраторов;

в)

б) второе затруднение возникает из-за отсутствия исчерпывающей Информации о действительных механических свойствах металла в зоне, откуда стартует трещина.

Сначала рассмотрим случай, когда вязкие свойства металла на всем протяжении движения трещины одинаковы и соответствуют наиболее низким свойствам основного металла, которые могут бьггь у металла, поставленного металлургической промышленностью.

Если конструкция не подвергалась отпуску, то в качестве номи­нальных расчетных напряжений принимаются напряжения, равные пределу текучести ст. Если конструкция прошла отпуск, то номинальные напряжения принимаются как сумма сэ + сост, но не более ст. В запас прочности принимается возможным использование аппарата теории упругости, несмотря на возможное снижение пиков напряжений из-за пластической деформации.

Условие неразрушимости состоит в том, что освобождающаяся энергия <7, при появлении трещины единичной площади должна бьггь меньше динамической вязкости разрушения металла Glcd:

(14.3.10)

где им — коэффициент запаса на свойства металла; ир — коэффициент запаса на неточность расчета напряженно-деформированного состояния; коэффициент запаса па на рассеяние размеров может не вводиться, в данном случае это влияние мало.

Вне зависимости от метода определения вязкости Gl ы ее значение следует находить для самой низкой температуры эксплуатации изделия. Весьма простым методом является испытание образцов с острым V-образным надрезом (тип 11 по ГОСТ 9454 -78), если KCV менее 14 Дж/см2, но более 6 Дж/см2. Тоща определение GY cd выполняют пс формуле

Gicd = 0,96 KCV-0,56. (14.3.11)

Если значение вязкости менее 6 Дж/см2, то Glcd = 0,87 KCV Значение Gj cd можно определить также, используя значения критического динамического коэффициента интенсивности напряжений К

Ъы=*12ы/Е, (14.3.12)

или воспользоваться результатами испытаний металла на циклическую трещиностойкость при низкой температуре и взять в (14.3.12) вместо Klcd значение К{с [310], определяемое по скачкам трещины во время ее подрастания. При общей оценке конструкции в отношении ее сопротивления нестабильному разрушению необходимо быть уверен­ным, что вводимые в расчет вязкие свойства являются самыми низкими. Поэтому значение Gy ы, полученное для конкретной плавки металла, следует умножить на коэффициент д < 1. Тогда

GIcdmin = °1с4ч>П ■ (14.3.13)

Для определения коэффициента т| необходимо располагать гисто­граммой распределения вязких свойств рассматриваемой марки стали по данным металлургических заводов. Лучше использовать значения

gCV, но можно воспользоваться и значениями KCU. Находится среднее значение из приведенных в гистограмме данных KCU и среднее квадра­тичное отклонение SKCU Затем необходимо по нескольким образцам того же типа, которые использовались для получения гистограммы, при той же температуре, какая соответствует гистограмме, найти среднее значение KCU для конкретной плавки стали, использованной для определения Gj сЛ. Поправка т] на рассеяние свойств определяется по формуле ____

(14.3.14)

и используется для подсчета GIcdmin из выражения (14.3.13).

Примером, показывающим существенное значение коэффициента tj, являются данные, приведенные в табл. 14.3.1, где значения Glcdcp даны для конкретных плавок, а значения GIcdmin после введения ц.

При подрастании трещины на единицу площади в левой части (14.3.10) в случае щелевидного концентратора значение освобождаю­щейся энергии Gj может быть найдено через значение коэффициента интенсивности напряжений по формуле

К2

= (14.3.15)

Значение Gj для обычных сварных соединений приближенно можно определить по значениям aD. Для этого следует найти значение °д = ал °э > где оэ — эксплуатационное напряжение, и выразить его в кгс/мм2. При данной размерности численное значение csD в кгс/мм2 совпадает с АГг в кгс/мм3Л

В случае, когда трещина стартует из области с весьма низкой вязкостью металла, т. е. когда на некотором хрупком участке /хр трещина проходит без затрат энергии и лишь затем входит в металл с принятыми в расчете вязкими свойствами, следует использовать не значения освобождающейся удельной энергии Gj с размерностью Дж/см2, а полную энергию g, освободившуюся при возникновении трещины длиной х, и затраченную на разрушение металла gp33p в Дж.

Рассеяние вязких свойств для разных марок сталей

Таблица 14.3.1

Сталь

В СтЗ СП

09Г2

16Г2АФ

С1ЫсР Дж/см2

6,0

10,0

7,0

GIcdrain ДЖ/СМ2

1,45

2,17

1,95

Р

Условие аварийной неразрушимости в этом случае состоит в том, что при некотором хй (рис. 14.3.10) может возникнуть равенство g и gpa3p:

(14.3.16)

Поскольку затраты энергаи происходят только при продвижении трещины на участке от/хр до х0 (рис. 14.3.10), общее поглощение энергии на разрушение равно = G, cd (х0 — I ) s, где s — толщина металла. Этот подход более консервативен и обеспечивает более высокие запасы прочности.

Зависимость освобождающейся энергии g от х обычно имеет вид, показанный на рис. 14.3.10. Построение функции g может быть выпол­нено с использованием метода конечных элементов путем определения значений g при нескольких длинах трещины х.

Для качественных оценок рациональности проектируемых узлов можно, по-видимому, принимать значения I до 5… 15 мм.