в, кгс/ммг

80

60

40

20

Рис. 4.16. Результаты испытаний серий ПС-3 и ПЗ-С на фоне зависимостей серии П-3 (сплошные линии):

В образцах серии ПС-3 и ПЗ-С остаточные напряжения созда­вались путем наложения продольных валиков (см. табл. 4.1 и 4.2). Относительно малые размеры рабочих частей образцов позво­лили получить путем шли. фования весьма точные • очертания формы надрезов.

Основной целью испыта­ния этих серий было вы­явление принципиальных особенностей влияния про­дольных остаточных на­пряжений на температур­ную зависимость прочно­сти.

0

V» • — предел прочности и локальное удлине — нение серии ПС-3; Д, О — to же для се­рии ПЗ-С

Результаты экспери­мента представлены на рис. 4.16. Для оценки влияния остаточных на­пряжений на этом рисун­ке сплошными линиями показаны результаты ис­пытания образцов серии П-3 (см. п. 3.9.2), идентич­ной сериям ПС-3 и ПЗ-С, но не имеющей остаточных напряже­ний. В нижней части рисунка показана критическая температура Пр для серии П-3.

Видно, что при температурах выше Т% замеренные значения прочности образцов с остаточными напряжениями практически совпадают с кривой предела прочности серии П-3. В районе кри­тической температуры происходит резкое падение прочности

Таблица 4.3. Пластическая податливость плоских образцов и влияние сварочных напряжений на прочность

4) 2

я S И SV

й н Я

5§й.

11 & c&’-t

>»5

н я <я к ап

Р

S в

С о ч s

0,00

0,00

0,03

0,11

1,32

1,71

—21

—22

+2

—3

—1

—2

—117

—110

—103

—92

—20

+20

ПЗ-С

0,00

0,00

0,14

1,85

—36 —38 —5 + 1

—117 —106 —98‘ +25

ПС-3

Рис. 4.18. Анализ результатов испытаний образцов серии ПНС: а — распреде­ление упругопластических зон по брутто-сечению после обрезки кромок и на­плавки валиков; б — эпюра сварочных напряжений по брутто-сечению; в — эпюра остаточных напряжений в нетто-сечении при у= 0; г—эксперименталь­ные результаты (точки) и теоретические зависимости (а“ , а™ — свойства ме­талла шва)

зонам Fs, в которых действуют остаточные растягивающие напря­жения, вызванные обрезкой кромок газом (участки на краях шириной 13 мм) и наплавкой по центру пластин с двух сторон про­дольных валиков на режимах, указанных в табл. 4.2 (две централь­ные полукруглые зоны). Размеры зон найдены по формуле (4.30). Остаточные напряжения в пределах заштрихованных зон сразу после наплавки или резки считались равными пределу текучести ат = 41 кгс/мм2, но, так как наплавка выполнялась после обрезки кромок, на крайних участках остаточные напряжения уменьши­лись. В сжатых зонах остаточные напряжения вычислены по фор­муле (3.31) с учетом последовательного суммирования полей на­пряжений от резки и наплавки двух валиков.

Полученная таким образом эпюра сварочных напряжений представлена на рис. 4.,18, б. Наиболее нагруженной является центральная по ширине образца зона шириной 66 мм, в которой напряжения достигают 41 кгс/мм2. Но эта эпюра напряжений справедлива только для брутто-сечения, где нет непровара в по­перечном шве. Присутствие дефекта должно вызвать концентрацию сварочных напряжений в соответствии с формулой (4.39). При этом, как следует из п. 4.3.3, эта концентрация остаточных на­пряжений ограничивается условием общего течения.

У внутреннего дефекта типа непровара течение происходит по схеме рис. 3.30, а. В результате того, что металл находится в условиях плоской деформации, течение по плоскостям, накло­ненным под углом 45° к минимальному сечению, должно идти при напряжениях, на 15,5% превышающих предел текучести при одноосном растяжении (см. п. 3.5). Так как выражение (4.39) в данном случае дает значительно большие результаты, то средние остаточные напряжения в минимальном сечении будут ограни­чиваться а“ст = 1,155огт = 47 кгс/мм2. На рис. 4.18, в дано вы­численное при этом значении нагрузки распределение напряжений по минимальному сечению при разных радиусах закругления над­реза. Из рисунка видно, что в приконцентраторной области локаль­ные остаточные напряжения теоретически превышают 80 кгс/мм2. При нулевой пластичности эти образцы должны разрушаться при весьма низком уровне приложенной нагрузки.

Экспериментальные результаты, приведенные на рис. 4.18, г подтверждают этот вывод. В нижней левой части этого графика сплошными, слегка наклонными линиями показаны вычисленные температурные зависимости прочности образцов при двух радиу­сах закругления в корне непровара. Оценка прочности выполнена в соответствии с п. 3.7, но на поле напряжений от внешней нагрузки по формулам (3.20) и (3.23) накладывали поле остаточных напряжений, показанное на рис. 4.18, в. В масштабе рисунка наклон полученных зависимостей практически не ощущается. Это вполне соответствует экспериментально установленному факту, что в области низких температур коэффициент вязкости Kic прак­тически не зависит от температуры. При температуре ТИш „ алго — 210 ритм расчета по критерию хрупкого разрушеййя в условиях малых упругопластических деформаций становится несправедливым. Прочность должна круто возрастать до уровня предела текуче­сти. Это показано на рисунке вертикальными штриховыми пря­мыми. Кроме того, на рисунок нанесены кривые температурных зависимостей предела текучести и предела прочности металла шва, полученные путем вырезки и испытаний микрообразцов.

Экспериментальные точки показывают результаты испытаний образцов серии ПНС. Как видно, при температурах выше Тн>п все точки лежат вблизи предела прочности металла шва. В ин­тервале переходных температур Тп п происходит резкое сниже­ние прочности, вплоть до уровня, предсказанного теоретически. Два образца, точки которых показаны со стрелками, не удалось разрушить по расчетному сечению: они разорвались по захватным щекам. Можно утверждать, что действительная прочность этих образцов по расчетному сечению была не ниже, чем показано на графике.

В общем по этой серии можно сделать вывод, что результаты ее испытаний вполне согласуются с теоретическими представле­ниями, изложенными выше.

Некоторые сварные конструкции из стали 10ХСНД работают в условиях повышенных температур либо подвергаются термиче­ской обработке после сварки. Для того чтобы оценить влияние этих факторов на несущую способность сварных соединений и на алгоритмы расчетного анализа прочности, провели испытания серий ПНСТ и ПНСТО.

Первая из указанных серий после сварки была подвергнута длительной (500 ч) выдержке при температуре 400° С, вторая — высокому отпуску для снятия сварочных напряжений. В осталь­ном эти серии ничем не отличались от серии ПНС. Результаты испытаний представлены на рис. 4.19 на фоне теоретических кри­вых рис. 4.18. _

Видно, что при температурах выше Тн п прочность этих серий практически совпадает с прочностью образцов серии ПНС, не подвергнутой термообработке. Однако при более низких темпера­турах наблюдается существенное увеличение прочности. Дли­тельная выдержка при 400° С повысила прочность в среднем на Да = 30 кгс/мм2, а термообработка на снятие напряжений — свыше 47 кгс/мм2. Этот эффект можно было бы объяснить пони­жением Та п и увеличением пластичности зоны разрушения, но результаты измерения пластической податливости показали, что она у всех образцов изменяется одинаково. Повышение прочности у термообработанных образцов можно объяснить только снижением средних по нетто-сечению остаточных напряжений: в первом слу­чае на Да = 30 кгс/мм2, а во втором — полным их снятием.

Качественно Другая картина наблюдалась у образцов серии ПНР, где наплавка продольных валиков производилась на малом

‘ режиме ручной сваркой. В этом случае радиус зоны Ps от наплавки валика, вычисленной по (4.30), составляет всего 13 мм. В централь­ной части пластины эта зона не проникает до корня шва. Поэтому везде, кроме участков шириной 13 мм по краям (рис. 4.18, а), корень шва оказывается предварительно сжатым. Так как жест­кость напряженного состояния у края сечения весьма мала, то зарождения разрушения при низких температурах здесь можно

ожидать внутри области рас­тягивающих напряжений от газовой резки шириной 13 мм.

Прямое подтверждение этой схемы можно получить из рис. 4.20, а, где приведен вид излома образца, разру­шенного при температуре —163° С. На изломе точки зарождения хрупкого разру­шения, отмеченные стрелка­ми, находятся в правой части излома на расстоянии 9 и 6 мм от края, т. е. внутри зо­ны остаточных растягиваю — Рис. 4.19. Результаты испытаний образ — ЩИХ напряжений ОТ газовой

цов, подвергнутых термической обработ — резки. При более ВЫСОКИХ

не, на фоне кривых рис. 4.18: температурах точки инициа-

о — серия пнет; • — серия пнсто цИИ разрушения смещаются

к центру (рис. 4.20, б).

У всех образцов серии ПНС, разрушенных при напряжениях ниже предела текучести, точка зарождения разрушения всегда совпадала с центром зоны Fs от продольных валиков. Результаты испытаний серии ПНР свидетельствуют о том, что изменяя поле остаточных напряжений, точку инициации разрушения можно смещать. Создание сжимающих напряжений в районе концентра­тора может существенно увеличить прочность сварного узла в ин­тервале температур ниже Тн. „• Но оно не будет оказывать никакого влияния на прочность, если разрушение происходит при темпера­турах выше Г„.п.

участок шва случайно незаварен или когда в сварном соединении уже образовалась остановившаяся трещина. Форма образцов представлена на рис. 4.15, в. Концентратор образован путем сварки четырех пластин двумя продольными швами по К-образной раз­делке. Результаты испытаний представлены на рис. 4.21 на фоне линий предела текучести основного металла, которые характери­зуют условия наступления общей текучести в минимальном сече­нии, и его предела прочности.

Как видно из рисунка, при температурах выше —30° С Проч­ность пластин оказывается равной или выше предела текучести. Однако уже при температуре —40° С разрушения наступают при

5?кгс/мм1

Рис. 4.21. Результаты испытаний серии СЩ

средних в нетто-сечении напряжениях ниже пре­дела текучести. Исходя из теоретических пред­ставлений, можно ут­верждать, что жесткость напряженного состоя­ния в образцах этой серии не выше, чем жест­кость напряженного со­стояния образцов с не — проваром. Следователь­но, переходная темпера­тура Тн. п для серии СЩ вряд ли может быть выше Тн п серии ПНС, равной —70° С. В дан­ном случае разрушения при низком уровне напряжений происхо­дят при температуре значительно более высокой, чем Тн, п.

Три экспериментальные точки, полученные в интервале тем­ператур от —55 до —105° С, легли на кривую, параллельную пре­делу текучести, но лежащую на 26 кгс/мма ниже. Повышение прочности в этом илтервале можно объяснить разбросом экспе­риментальных дашых. Но такая ступенька на экспериментальных кривых наблюдала:ь во многих работах. В частности, при испы­таниях широких пластин с мелкими двусторонними надрезами на кромках всегда обнаруживался более или менее широкий тем­пературный интервал, где прочность пластин оставалась прибли­зительно равной пределу текучести (работы X. Кнхары, Т. Кана­завы). При исследовании температурных зависимостей прочности крупных образцов с более глубокими надрезами такие площадки обнаруживались несколько ниже предела текучести (в работах В. С. Гиренко и др.). Для того чтобы разобраться в природе этого явления, следует более детально оценить напряженное состояние этих образцов.

На рис. 4.22 представлены результаты приближенного вычисле­ния остаточных напряжений в образцах серии СЩ. Эти напряже­ния слагаются из остаточных напряжений от сварки продольных 214

Рис. 4.22. Теоретические эпюры сварочных напряжений в об­разцах серии СЩ

швов, на которые накладываются остаточные напряжения, создан­ные при обрезке продольных кромок раоочей части образца газовой резкой. Вычисленное по формулам (4.30) и (4.31) распределение напряжений’ в ненадрезанном сечении пластины показано на рис. 4.22, а. В районе щели на эту эпюру в соответствии с п. 4.3.2 необходимо наложить дополнительное поле напряжений, которое освободит края концентраторов от усилий. Дополнительная эпюра напряжений, вычисленная по формуле (4.38), представлена на рис. 4.22, б. Суммирование эпюр рис. 4.22, а и б без учета пла­стических деформаций дает распределение напряжений в мини­мальном сечении, представленное на рис. 4.22, в.

Чтобы получить представление о распределении напряжений в момент разрушения образцов, к эпюре остаточных напряжений по рис. 4.22, в следует добавить напряжения от внешней нагрузки, вычисляемые по формулам (3.20) и (3.23). Расчеты, выполненные по этой методике, показали, что для каждого из трех образцов, которые разрушились на линии параллельной кривой предела текучести (см. рис. 4.21), суммарные напряжения в точке у = = ±85 мм (рис. 4.22, в) были равны пределу текучести. Таким образом, можно предполагать, что условием разрушения на этом аномальном участке температурной зависимости является дости­жение общей текучести в приконцентраторной зоне, как это и наблюдалось в экспериментах на широких пластинах, выполнен­ных X. Кихарой и Т. Каназавой. Но плоский график рис. 4.22 не может характеризовать условие наступления текучести в трех­мерном поле напряжений, которое возникает у концов длинной сквозной трещины. Условие течения в этом случае характеризуется эпюрой жесткости напряженного состояния (см. рис. 3.23).

Результаты сопоставления этой эпюры с суммарным полем на­пряжений, действующим при разрыве образцов серии СЩ, пока­зано на рис. 4.23. Рис. 4.23, а построен для образца, разрушенного при —105° С. Для волокна серединного слоя (z/Ь = 0) на этом рисунке показана (в масштабе графика) эпюра суммарных напря­жений, рассчитанных без учета пластических деформаций. Как видно, на значительном участке эта эпюра идет выше соответ­ствующих значений жесткости напряженного состояния, и в этих местах должны появиться пластические деформации, отмеченные вертикальной штриховкой. Только внутри контура S, лежащего на поверхности эпюры жесткости напряженного состояния, дей­ствительные напряжения идут несколько ниже, чем значения, требуемые для текучести. Поэтому можно ожидать, что при этой нагрузке все минимальное сечение образца, показанное на ри­сунке (зона В), будет охвачено пластической деформацией, за исключением малого пятна (зона А), в котором условие текуче­сти почти выполнено.

Иная картина получается для образца, испытанного при —130° С (рис. 4.23, б). Контуры, по которым пересекаются эпюры суммарных напряжений и жесткости напряженного состояния,

обозначенные S, показывают, что зоны пластических дефор­маций развиваются только у поверхностей пластины (зона В, заштрихована) и занимают весьма малую долю минимального сечения. Вся остальная часть минимального сечения (зона А) находится в упругом напряженном состоянии. Кроме того, в корне надреза должна быть еще узкая Полоса зоны пластической дефор­мации (см. гл. 3), которая не показана на рисунке.

На основании рис. 4.23 можно сделать вывод, что образец (—130° С) разрушился_при температуре ниже Тн>п, а температура —105° С лежит выше Ти п. Тогда аномальный ход температурной зависимости представляется как участок, в котором разрушение широких пластин с мелкими боковыми надрезами происходит при уровне напряжений, равном пределу текучести. Но в данном слу­чае ввиду значительной длины надреза и наличия остаточных напряжений общее течение металла у надреза достигается при нагрузке на 26 кгс/мм2 ниже.

Таким образом, линейная механика трещин к образцам этого типа может применяться только при температурах ниже Тн. п. Несмотря на то, что пластины разрушаются при низком уровне напряжений, выше этой температуры линейная механика трещин использоваться не может, так как разрушение начинает происхо­дить после общего течения приконцентраторной зоны.

металла шва, а для образцов с двусторонними гиперболическими надрезами определялась пЦ кривой температурной зависимости таких же образцов, но без остаточных напряжений.

Пластическая податливость определялась по эксперименталь­ным результатам как среднее пластическое удлинение зоны раз­рушения на базе датчиков. Усреднение делали по двум—четырем датчикам в зависимости от типа образцов.

Упругую податливость определяли в соответствии с п. 4.2.

Экспериментальные точки рис. 4.24 показаны на фоне гранич­ной линии рис. 4.2, которая соответствует наихудшим условиям: ас0 = <ткр или ka = оо. Как видно, эта линия во всех случаях оказывается ниже экспериментальных точек. Таким образом, ее можно считать приемлемой для оценки прочности с учетом пла­стической податливости зоны разрушения и упругой податли­вости поля собственных напряжений. В результате дальнейших экспериментальных исследований возможно уточнение этой зависимости и уменьшение запасов. Однако на данной стадии рекомендовать такое уточнение, хотя бы с использованием криво­линейных зависимостей рис. 4.2, б, преждевременно. На это указывает достаточно большой разброс экспериментальных точек на рис. 4.8 и 4.24.