Сварка встык пластин: Сварка встык

Содержание

Дуговая сварка пластин встык в вертикальном положении шва снизу вверх, без скоса кромок. Вопросы

Тема урока:
«Дуговая сварка пластин
встык в вертикальном
положении шва снизу вверх
без скоса кромок»
•1
•2
Цель урока:
Совершенствование
умений дуговой сварки
пластин встык в
вертикальном положении шва снизу вверх.
•3
Задачи урока:
• 1.Инструктаж по условиям соревнования.
• 2. Игра «Правда или ложь»
• 3.Самостоятельное выполнение практического
задания по бригадам.
• 4.Выводы об успехах.
•ИГРА «ПРАВДА ИЛИ ЛОЖЬ»
№ п/п
Вопросы:
1
После обрыва дуги начинать
сварку с перекрытием
предыдущего шва на 15-20 мм.
2
При очистке поверхностей шва шлак
горячий поэтому такие работы не
следует выполнять с применением
защитных экранов, очков.
Всего
Баллов за игру
правда
ложь
•4
балл
•5
Вопрос №1
• Сварку в вертикальном
положении удобней
выполнять:сверху вниз.
•6
Вопрос №1
• Сварку в вертикальном
положении удобней
выполнять:сверху вниз.
Ложь
1 балл
•7
Вопрос №2
• После обрыва дуги начинать
сварку с перекрытием
предыдущего шва на 15-20 мм.
•8
Вопрос №2
• После обрыва дуги начинать
сварку с перекрытием
предыдущего шва на 15-20 мм.
Правда
1 балл
•9
Вопрос №3
• При очистке поверхностей
шва шлак горячий поэтому
такие работы не следует
выполнять с применением
защитных экранов,очков.
•10
Вопрос №3
• При очистке поверхностей
шва шлак горячий поэтому
такие работы не следует
выполнять с применением
защитных экранов,очков.
ложь
1 балл
•11
Вопрос №4
• Ширина шва должна
составлять не более (1…3)
диаметров электродов
•12
Вопрос №4
• Ширина шва должна
составлять не более (1…3)
диаметров электродов
Правда
1 балл
•13
Вопрос №5
Сварку в вертикальном

положении шва снизу вверх
производить без обрыва дуги.
•14
Вопрос №5
Сварку в вертикальном
положении шва снизу вверх
производить без обрыва дуги.
(Ложь)
(1 баллов)
•15
Вопрос №6
Спецодежда должна быть
изготовлена из брезента.
•16
Вопрос №6
Спецодежда должна быть
изготовлена из брезента.
Правда
1 балл
•17
Вопрос №7
•Угол наклона электрода при
сварке в вертикальном
положении шва снизу вверх
должен быть 40-45* вниз.
•18
Вопрос №7
•Угол наклона электрода при
сварке в вертикальном
положении шва снизу вверх
должен быть 40-45* вниз.
Правда
1 балл
•19
Вопрос №8
• Для сварки в вертикальном
положении желательно
применять электрод
диаметром 5 мм.
•20
Вопрос №8
• Для сварки в вертикальном
положении желательно
применять электрод
диаметром 5 мм.
(Ложь)
(1 баллов)
•21
Вопрос №9
• Для зачистки сварного шва
применяют шлакооткалыватель, металлическую
щетку.
•22
Вопрос №9
• Для зачистки сварного шва
применяют шлакооткалыватель, металлическую
щетку.
Правда
1 балл
•23
Вопрос №10
•Сборку деталей можно
выполнять без оставления
зазоров между кромками.
•24
Вопрос №10
•Сборку деталей можно
выполнять без оставления
зазоров между кромками.
(Ложь)
(1 баллов)
•25
Оценочный лист за урок
ФИО __________________________________________
Критерии оцениания
Ответы за игру «Правда или ложь»
1.Организация рабочего места
-все инструменты находятся под рукой;
-отрегулирован правильный сварочный
ток;
-инструмент к работе приготовлен,
выявлены и устранены мелкие
неполадки в нём
Всего
баллов
до 10
До 6
2
2
2
Оценка Оценка
уч-ся
мастера
•26
2.Соблюдение техники

безопасности
До
6
-наличие спецодежды,
2
головного убора и рукавиц;
-работает исправным
инструментом;
-соблюдает рабочую
дисциплину;
2
2
•27
4.Неровности на
поверхности шва после
наложения шва
до 2 мм
от 2 мм до 4 мм
более 4 мм
До 6
2
2
2
•28
Техника безопасности
-Работать только в спецодежде, головном
уборе и в рукавицах!
— Использовать исправные инструменты и
приспособления.
-Инструменты и приспособления
использовать по назначению.
-Для отбивания шлака применять
защитные экраны.
— Шлак зачищать только с применением
защитных экранов или очков.
Для полного закрепления материала
посмотрим
видео
ролик
«Ручная дуговая сварка».
по
теме
•30
А теперь вперед за умениями!

Поперечные напряжения при однопроходной сварке встык

Поперечные напряжения могут быть временные и остаточные. Временные поперечные напряжения в основном образуются вследствие перемещений свариваемых кромок. Кромки после сближения и сваривания стремятся возвратиться в прежнее положение. При высоких температурах это вызывает пластическую деформацию удлинения без образования значительных напряжений. При более низких температурах отход кромок создает заметные временные поперечные напряжения.

Рис. 1. Распределение поперечных напряжений σ_y в стыковых однопроходных сварных соединениях

После полного остывания вследствие поперечного, а также продольного сокращений в пластинах возникают остаточные поперечные напряжения. Как правило, если пластины свариваются свободно, то поперечные остаточные напряжения невелики. Наибольших значений они достигают по концам, причем могу быть либо сжимающими, либо растягивающими. Сжимающие напряжения (рис. 1, а) образуются вследствие продольного сокращения зоны пластических деформаций и стремления кромки искривиться так, как показано на рис. 1, б.

При сварке коротких и узких пластин с большой скоростью в процессе остывания в основном происходит поступательное сближение пластин в поперечном направлении. Продольная усадка стремится согнуть каждую из сваренных пластин в их плоскости. В результате возникают поперечные остаточные напряжения (рис. 1, в). В подтверждение этого можно рассмотреть равновесие одной четвертой части сварной пластины (рис. 1, г). Момент от продольных остаточных напряжений σ_x должен уравновешиваться моментом от поперечных напряжений σ_y, которые по концам пластины являются сжимающими, а в средней части растягивающими.

Если сваривать пластины с малой скоростью, то уже в процессе сварки металл остывает достаточно сильно и последний участок шва вследствие поперечной усадки испытывает напряжения растяжения (рис. 1, д). На образование поперечных напряжений оказывают влияние также размеры свариваемых пластин и прихватки. Каких-либо общих правил для точного количественного определения поперечных остаточных напряжений при сварке незакрепленных по контуру пластин в настоящее время не существует. Можно лишь назвать наиболее неблагоприятные случаи образования растягивающих поперечных напряжений, которые достигают предела текучести и вызывают пластические деформации:

а) Заварка коротких прерывистых швов в пластинах, собранных без зазора, или подварка дефектных мест. Локальное поперечное сокращение металла при значительном сопротивлении со стороны остальных участков создает большие растягивающие напряжения. В прерывистых швах на концах участков, где имеются концентраторы напряжений в виде щели, значительно расходуется пластичность металла вплоть до появления хрупкого разрушения.

б) Концы швов, сварочные кратеры, если сварка производится медленно при достаточно сильном отводе тепла в окружающую среду, являются местом образования растягивающих напряжений.

Если ввод тепла по толщине пластины оказывается неравномерным, то возникает и неравномерное сокращение металла в поперечном направлении с образованием угловой деформации. В незакрепленных пластинах, свариваемых за один проход, на равномерные по толщине напряжения σ_y, которые были рассмотрены выше, накладываются еще дополнительные небольшой величины поперечные напряжения, неравномерные по толщине (рис. 1, е).

Сварка пластин в тавр различными швами, сварка пластин под угол

Карибжанов Талгат Нагаметович

Мастер производственного обучения

Цель урока: Научить студентов сварке пластин в тавр различными швами, сварке пластин под угол.

Задачи: Закрепить полученные знания, приемы, умения и навыки по выполнению сварки.

Обучающая:

Ознакомить студентов с безапасным включением и выключением сварочного агрегата. Правила способов предохранения глаз, рук и других частей тела от ожогов.

Воспитательная: Воспитать любовь к профессии, бережное отношение к оборудованию, инструменту, материалам, электроэнергии
Развивающая Закрепление у студентов умений самостоятельно осуществлять анализ задания и контроль качества отдельных деталей и изделия в целом, сопоставлять качество обрабатываемых деталей с эталонным образцом. Закрепить и проверить у студентов навыки и умения самостоятельно работать по инструкционно — технологической карте. Развивать у обучающихся творческий подход к изготовлению изделий.

Ожидаемые результаты:

Должны знать:

-подготовка металла к сварке,

-установка режима сварки, зажигание дуги,

-повторное зажигание дуги

-ТБ при выполнении сварочных работ

Должны уметь:

-организовать рабочее место

-соблюдать правила по ТБ и ПБ

-техника выполнения сварочных швов

-соблюдать технологическую последовательность,

-работать в микрогруппе,

— аргументировать ответы чётко и ясно,

-осуществлять самооценку

Вид урока: комбинированный

Метод проведения: идивидуальные, групповые

Учебно- материальное оснащение: сварочный пост, ВКСМ- 1000, ВДМ — 1000, балластный реостат, щитки, маски, защитные очки, спецодежда

Межпредметная связь: электротехника, физика, материаловедения

Ход урока:

Ход урока	Деятельность мастера п/о	Деятельность студентов на каждом этапе	Средства каждого этапа занятия
*1. ВВОДНЫЙ ИНСТРУКТАЖ* Организационный момент ( 5 мин)	-приветствие -проверка численности студентов -готовность к уроку -форма одежды -наличие инструментов -назначение дежурных	—приветствие -отчёт старосты группы	ЖУРНАЛ ПО Т\Б
1.2 Повторение ( 25 мин)	— Классификация электродов -Виды электродержателей -Подготовка электродов к работе -Сварка под слоем флюс -Виды сварочных операций — Требование к сварочным проводам -Тб при работе	Ответы на вопросы	карточки, тесты, кроссворды и т.д
1.3 Освоение нового материала( 20 мин)	— Типы сварных соединений -Классификация сварных швов -Зазор между стыкуемыми элементами -Выбор многослойного или многопроходного шва -Сварка пластин встык -Сварка пластин внахлёст — сварка пластин в тавр различными швами Демонстрация навыков мастером п\о	Получение профессиональных компетенций (умения, знания и навыки)	ЖУРНАЛ ПО ТБ, протокол по ТБ, электроды
1.4 Техника безопасности( 10 мин)	-организация рабочего места -правила тб при сварочных работах -правила техники пожарной безопасности в сварочной мастерской -актуализация пройденного материала	Расписаться в протоколе и журнале по технике безопасности	ЖУРНАЛ ПО ТБ, протокол по ТБ,
2. ТЕКУЩИЙ ИНСТРУКТАЖ *200* 2.1.Применение знаний,умении и навыков на практике( 4 часа)	1.Обход рабочего места -организация рабочего места -соблюдение ТБ и ПБ -проверка соблюдений приёма и операций -умение работать с технологической картой -оказание практической помощи студентам -индивидуальный показ	1.Зажигание дуги 2.Соблюдение ТБ и ПБ, организация рабочего места 3.Соблюдения технологии сварки 4.Индивидуальная работа с технологической картой	технологическая карта
2.2 Техника безопасности	В течение всей практики
2.3 Обход рабочего место ( 5 мин)	Ø проверка рабочего места Ø проверка соблюдения ТБ Ø проверка правильности соблюдения приёмов и операций Ø оказания практической помощи студентам	освоение нового материала на практике	оценки
3.ЗАКЛЮЧИТЕЛЬНЫЙ ИНСТРУКТАЖ 50
3.1Лучшие работы ( 15 мин)	критерии качества работы и продукции	приобретение компетенции и навыков по профессии	критерии оценивание
3.2 Закрепление( 20 мин)	закрепление процесса деятельности
3.3 Техника безопасности( 10 мин)	оглашения замечаний во время работы по ТБ в группе
3.4 Оценка( 5 мин).

ДУГОВАЯ НАПЛАВКА ВАЛИКОВ И СВАРКА ПЛАСТИН ПОКРЫТЫМИ ЭЛЕКТРОДАМИ В НИЖНЕМ, НАКЛОННОМ, ВЕРТИКАЛЬНОМ ГОРИЗОНТАЛЬНОМ ПОЛОЖЕНИЯХ ШВОВ.

При прохождении этой темы у учащихся должны сформироваться навыки: поддерживать устойчивое горение дуги нормальной длины; совершать возвратно-поступательные движения по оси свариваемых кромок металла, колебательные движения концом электрода поперек шва, заварку
кратера сварочного шва; возобновлять процесс сварки после смены электрода или случайного обрыва дуги; выполнять сварку пластин встык, в угол, втавр и внахлестку; выполнять сварку в нижнем, наклонном, вертикальном и горизонтальном положениях швов; выполнять ори необходимости обратную подварку корня шва.
Материал темы рекомендуется разбить на подтемы: 1. Наплавка валиков нижнем положении шва. 2. Однослойная сварка листового металла. 3. Наплавка валиков на наклонную пластину. 4. Сварка наклонных пластин, б. Наплавка вертикальных и горизонтальных валиков на вертикальной плоскости. 6. Сварка пластин без разделки кромок вертикальными и горизонтальными швами.. 7. Сварка пластин с разделкой кромок вертикальными и горизонтальными швами.
Для успешного проведения занятий необходимо заранее подготовить сварочные кабины, проверить состояние источников питания, инструмента и приспособлений. Особое внимание учащихся следует обратить на заземление источников питания и рабочих столов.
В, качестве материалов потребуются пластины из низкоуглеродистой стали размером 250x150x (6-20) мм, круглые стержни диаметром 30-40 мм, электроды диаметром 3—5 мм типа Э42 или Э46. Кроме того, надо подготовить молотки, зубила, стальные щетки, линейки, мел, измерители швов, защитные щитки и маски, очки с простыми стеклами и спецодежду.
Для показа правильного выполнения отдельных приемов и операций необходимо подготовить выносной сварочный пост и установить его в центре, мастерской, чтобы все учащиеся могли хорошо видеть то, что показывает мастер.
Из наглядных пособий нужно подготовить, плакаты и схемы, поясняющие технику выполнения наплавочных и сварочных работ, а также образцы наплавки и сварки.

Подтема. Наплавка валиков в нижнем положении шва.

Вводный инструктаж рекомендуется проводить по такому плану: организация рабочего места и правила безопасного ведения наплавочных работ; наплавка отдельных валиков на пластины; наплавка смежных и параллельных валиков.
В начале вводного инструктажа следует задать учащимся ряд вопросов, которые помогли бы им определить сущность наплавки отдельных валиков и вспомнить основные положения по безопасности труда при электросварке. Особое внимание учащихся следует обратить на опасность поражения электрическим током и возможность ожогов как результат нарушения правил безопасности, труда.
Рассказывав об организации рабочего места,, необходимо показать наиболее рациональное расположение инструментов, правильное рабочее положение учащегося в кабине, правильное положение электрода в электрододержателе, приемы смены электрода, порядок регулировки силы сварочного тока и др.
Первым этапом в обучении учащихся профессии электросварщика является усвоение техники наложения отдельных валиков на пластины. Поэтому, чтобы учащиеся хорошо овладели техникой сварки,их необходимо тренировать в наложении отдельных швов не только в период прохождения данной подтемы, но и на протяжении всего срока производственного обучения.
Перед показом процессов наплавки необходимо пояснить учащимся, что основной трудностью при сварке является затруднительное наблюдение за формированием шва, так как образующийся при этом шлак покрывает жидкий металл. Хорошее качество наплавленного металла достигается только в том случае, если будет обеспечено полное и равномерное покрытие шва шлаком.
Приступая к показу наплавки валиков на пластину, учащимся нужно сказать, что при этом совмещаются одновременно три движения электродом (рис. 12).

Движение 1 — равномерная и непрерывная подача электрода к детали по мере его плавления. Учащиеся должны стремиться поддерживать как можно более короткую длину дуги (2—3 мм), но не допускать коротких замыканий электрода с деталью, так как возможно ‘примерзание’ электрода.
Д в и ж е н и е 2 — передвижение электрода вдоль кромок по направлению сварки. При этом электрод необходимо наклонять под углом а =15—30° к оси, перпендикулярной плоскости сварки. Капли металла при расплавлении конца электрода перемещаются в направлении его оси и должны попадать на расплавленный металл ванны.
Д в и ж е н и е 3 — колебательное движение концом электрода поперек шва. Оно необходимо для получения валика нужной ширины. Нормальная ширина валика, зависящая в основном от диаметра электрода, должна быть b= (2-4) * dэ, где b — ширина валика, мм; dэ — диаметр электрода, мм. В первое время учащимся следует рекомендовать выполнять поступательные движения электродом (рис. 13, а) по мере его плавления или колебательные концом электрода (рис. 13, б, в).

Наплавленный валик должен иметь геометрические размеры (рис. 14).

При наплавке валиков учащимся нужно показать, как зажигается дуга после смены электрода или случайного ее обрыва. Они должны уяснить, что повторно дугу надо зажигать впереди кратера, а затем электрод возвращают назад и переваривают застывший металл сварочной ванны (рис. 15).

Заканчивая показ приемов, учащимся необходимо дать указания по заварке кратеров. Следует напомнить, что незаваренный кратер вследствие скопления в нем неметаллических включений может явиться причиной образования в швах трещин, а затем показать способы его заварки. Первый способ состоит в том, что кратер заваривают очень короткой дугой или путем частых коротких замыканий электрода с изделием. Второй способ заварки кратеров заключается в том, что электрод Держат неподвижно до полного обрыва дуги. Здесь же можно напомнить, что иногда кратер не заваривают, а выводят его на вспомогательные планки, которые удаляют после окончания сварки.
В ходе инструктажа следует рассказать учащимся о возможных видах брака при наплавке, способах его предупреждения и устранения.
При этом подробнее следует остановиться только на дефектах формы и размеров сварных швов. Надо пояснить, что к ним относятся неполномерность шва, неравномерная его ширина и высота, крупная чешуйчатость, бугристость, наличие седловин и др. Желательно показать учащимся образцы с наплавленными валиками,, имеющие перечисленные дефекты. По каждому из дефектов следует дать пояснения о причинах его образования. Прежде всего нужно указать на такие причины, как недостаточная квалификация начинающего производить наплавку учащегося, нарушение равномерной подачи электрода вниз, неправильные колебательные движения концом электрода поперек шва, частые обрывы сварочной дуги, а также плохое качество сварочных электродов. Объяснения и показы нужно чаще чередовать с выполнением упражнений учащимися.
Упражнения учащихся следует проводить по такому плану: наплавка отдельных валиков нормальной ширины и высоты нижним швом в направлении ‘слева направо’; наплавка валиков ‘на себя’, ‘от себя’ и ‘справа налево’; наплавка смежных и параллельных валиков.
Все упражнения надо проводить на пластинах из низкоуглеродистой стали размером 250x150x10 мм. Сначала учащиеся тренируются в наплавке отдельных валиков в направлении ‘слева направо’, затем — в наплавке валиков в различных направлениях, в фигурной наплавке (рис. 16), в наплавке смежных и параллельных валиков.

При обходе рабочих мест особое внимание учащихся следует обращать на длину сварочной дуги, так как от этого во многом зависит дальнейшая успешная подготовка сварщика. Учащиеся должны твердо знать, что увеличение длины дуги уменьшает стабильность ее горения, снижает глубину проплавления основного металла, повышает потери на угар и разбрызгивание, приводит к образованию шва с неровной поверхностью и повышает окисляемость расплавленного металла.
Обходя рабочие места, надо добиваться, чтобы учащиеся научились равномерно подавать электрод к детали по мере его плавления, передвигать его по направлению оси шва со скоростью сварки и совершить ритмичные колебательные движения концом электрода поперек шва. При этом надо указывать на кратковременную остановку в движении электродом у края по ширине валика.
При необходимости следует вторично показать тому или иному учащемуся процесс наплавки непосредственно на его рабочем месте. Учащимся надо напоминать, что хорошее качество валика достигается длительной практикой, правильной координацией всех движений электродом и внимательным наблюдением за процессом сварки.
Особое внимание следует обращать на места повторного зажигания дуги. Ввиду того что в этих местах шов получается менее плотным, нужно приучить учащихся расплавлять электрод без перерыва в горении дуги. Во время контрольной работы по этим упражнениям учащимся следует предложить наплавить в различных направлениях четыре валика. Валики должны быть прямыми, иметь хорошо заплавленные кратеры и соответствовать заданным геометрическим размерам. Для определения размеров валиков следует пользоваться миллиметровой линейкой и шаблонами. В заключительной беседе необходимо подвести итоги занятия, назвать фамилии учащихся, показавших в выполнении упражнений хорошие результаты, рассказать, какие ошибки были допущены. После этого надо предложить некоторым учащимся показать процесс наплавки валика в нижнем положении шва.
В конце беседы нужно сказать, что на следующем уроке будет изучаться сварка листового материала. Домашнее задание должно включать вычерчивание различных форм подготовки кромок.

Контрольные вопросы
1. Как правильно организовать рабочее место электросварщика при наплавке отдельных валиков в нижнем положении?
2. Какие движения электродом необходимы при наплавке отдельных валиков?
3. Как повторно зажечь дугу при смене электрода или случайном обрыве?
4. Как заварить кратер в конце шва или валика?
5. Как влияет длина дуги на качество наплавленного металла?
6. Какие правила безопасности’ труда применяют при наплавочных работах?

Автор — Bot

Сварка пластин без разделки кромок. — Студопедия

При сварке пластин встык без подготовки кромок односторонним швом основная трудность заключается в получении провара металла на всю толщину листа. Хороший провар во многом зависит от качества сборки, величины зазора, правильности постановки прихваток, а также соответствия диаметра электрода и силы сварочного тока.

1. Возьмем подготовленные пластины и разместим их на ровной поверхности рабочего стола.

2. Собираем подготовленные под сварку пластины с определенным зазором, (в нашем случае зазор будет 1 мм). Величина зазора зависит от толщины металла и обычно составляет 1-2 мм. Наличие зазора необходимо для провара корня шва.

3. Берем электродержатель и закрепляем состыкованные пластины прихватками на расстоянии 10 — 15 мм от обоих концов стыка. Прихватка служит для предварительного соединения деталей при сборке. Прихватка выполняется узким швом небольшой длины (10 мм). Толщина прихватки не должна превышать 1/3 толщины свариваемого металла.

4. Затем места прихваток зачищаем проволочной щеткой. Сметаем мусор волосяной щеткой.

5. Размещаем пластины на рабочем столе в нижнее или слегка наклонное положение.

6. Производим сварку пластин встык без подготовки кромок односторонним швом. Для этого опускаем на лицо защитную маску и. придерживая рукой пластины, зажигаем дугу в верхней точке стыка, подводим электрод в начало стыка и быстро наклоняем его под углом 15 — 30° к вертикали.

7. При появлении капли расплавленного металла начинаем поступательное движение электрода в направлении сварки: Наблюдая за сваркой пластин встык, необходимо обращать внимание на равномерное расплавление обеих свариваемых кромок, внешний вид шва, хорошую заварку кратера, и в особенности на нормальную выпуклость шва, которая не должна превышать 2 – 3 мм. Необходимо также обращать внимание на постоянство зазора. Одновременно следует наблюдать за правильностью выбранных режимов, техникой веденияпроцесса.

8. Закончив процесс сварки, откладываем электродержатель, надеваем защитные очки с прозрачными стеклами. Отбиваем шлаковую корку с поверхности выполненного шва, далее производим зачистку поверхности шва проволочной щеткой.

9.Осматриваем шов и отмечаем возможные дефекты. Нормально выполненный шов должен быть мелкочешуйчатым, иметь равномерную ширину и высоту, плавные очертания.

Выбор способа дуговой сварки пластин из стали 20Х13

Please use this identifier to cite or link to this item: http://earchive.tpu.ru/handle/11683/54612

Title:	Выбор способа дуговой сварки пластин из стали 20Х13
Authors:	Петухов, Антон Вячеславович
metadata.dc.contributor.advisor:	Киселев, Алексей Сергеевич
Keywords:	сталь; сварка; 20Х13; сварочное соединение; углекислый газ; steel; welding; 20X13; weld; carbon dioxide
Issue Date:	2017
Citation:	Петухов А. В. Выбор способа дуговой сварки пластин из стали 20Х13 : бакалаврская работа / А. В. Петухов ; Национальный исследовательский Томский политехнический университет (ТПУ), Инженерная школа неразрушающего контроля и безопасности (ИШНКБ), Отделение электронной инженерии (ОЭИ) ; науч. рук. А. С. Киселев. — Томск, 2017.
Abstract:	Цель работы — разработка технологии сварки двух пластин встык из стали 20Х13. В результате выполнения выпускной квалификационной работы были подобраны сварочные материалы, выбрано сварочное оборудование, проведен расчет параметров режимы сварки. Внедрение данной технологии при производстве и ремонте изделий и конструкций из нержавеющих сталей позволит повысить надежность и долговечность сварного соединения, уменьшит время на осуществление сварочных операции. The aim of the work is to develop the technology of welding two plates butt of steel 20X13. As a result of the final qualifying work, welding materials were selected, welding equipment was selected, the parameters of welding modes were calculated. The introduction of this technology in the manufacture and repair of articles and structures of stainless steels will increase the reliability and durability of welded joints, will reduce the time to implementation of the welding operation.
URI:	http://earchive.tpu.ru/handle/11683/54612
Appears in Collections:	Выпускные квалификационные работы (ВКР)

Горячая плита для стыковой сварки Corzan CPVC

Принцип термопластической сварки

Для сваривания термопластов материал необходимо нагреть до состояния расплава. Затем свариваемые детали необходимо прижать друг к другу с определенным давлением в течение определенного времени. Тепло и давление позволят поверхностным молекулам частей сцепиться, сплавляя части вместе.

Горячая плита (стыковая) сварка

Стыковая сварка термопластов заключается в удерживании двух частей материала с определенным давлением у нагретого пластинчатого элемента до тех пор, пока материал не расплавится.Затем две части быстро соединяются и удерживаются с определенным давлением, так что они сливаются в одно целое.

Некоторые из наиболее распространенных применений для стыковой сварки — соединение:

Две части плоского листа
Оба конца свернутого или гнутого листа для образования круглой или прямоугольной формы
Отрезки трубы вместе в сборные фитинги.

Следующие ниже рекомендации основаны в первую очередь на работе с листом, но могут быть изменены опытным сварщиком для работы с трубами.

Основы горячей (стыковой) сварки Corzan

^_® CPVC

Ниже приведены важные аспекты и цифры, которые необходимо знать при сварке горячей пластиной или стыковой сварке Corzan ^® CPVC:

Используйте нагревательный элемент с покрытием из политетрафторэтилена
Точно контролировать температуру
Время переключения: менее 3 секунд
Оптимальная температура: от 440 до 445 ° F (от 225 до 230 ° C)
Оптимальное давление плавления: от 95 до 100 фунтов на кв. Дюйм (от 65 до 70 Н / см2)
Оптимальное давление нагрева: 20 Н / см2 (30 фунтов на кв. Дюйм)
Оптимальное давление сварки: от 95 до 100 фунтов на кв. Дюйм (от 65 до 70 Н / см2)
Время нагрева и сварки / плавления зависит от толщины материала (см. Таблицы)

Оборудование

Нагревательный элемент должен быть из нержавеющей стали с тефлоновым покрытием, чтобы предотвратить прилипание расплавленной пластмассы к элементу.

Нагревательный элемент следует содержать в чистоте. При необходимости можно использовать чистую хлопковую тряпку или бумажное полотенце, чтобы стереть остатки.

При стыковой сварке листов Corzan CPVC очень важно контролировать температуру нагревательного элемента. Стыковая сварка листа Corzan CPVC должна выполняться в зоне, свободной от сквозняков, чтобы обеспечить наилучший возможный контроль температуры.

Время переключения, в течение которого элемент удаляется и два куска нагретого пластика прижимаются друг к другу, образуя сварной шов, должно быть как можно короче.В идеале время переключения должно составлять не более трех секунд.

Подготовка материалов

Края свариваемых кусков материала должны быть как можно более квадратными, чтобы они могли равномерно контактировать с нагревательным элементом и друг с другом. Обрезки, масло и грязь должны быть удалены из зоны сварки. Свариваемые детали должны быть чистыми и сухими. Не используйте растворители для очистки свариваемых поверхностей.

Сварочный процесс

Нагревательный элемент должен быть установлен на желаемую температуру сварки.При этом оптимальная температура для стыковой сварки листов Corzan CPVC обычно составляет от 437 до 446 ° F (от 225 до 230 ° C).

Для машины с микропроцессорным управлением необходимо программировать только толщину и длину листа, а также давление плавления / сварки; Затем машина произведет необходимые вычисления и выполнит необходимые настройки машины в отношении времени и давления.

При использовании машины без микропроцессорного управления оператор должен рассчитать поверхность сварки, затем умножить поперечное сечение на оптимальное давление плавления / плавления и соответствующим образом настроить манометры машины.Здесь также необходимо вручную отрегулировать температуру и время.

После того, как машина настроена, листы вставляются с обеих сторон стола плотно к установочной планке и зажимаются. Нагревательный элемент необходимо установить на место, а куски материала прижать к нагревательной пластине с желаемым давлением плавления. Целью плавления при более высоком давлении является обеспечение прочного контакта материала с нагревательным элементом.

После образования валика по всей площади сварного шва давление следует снизить до номинального давления нагрева.Это давление должно быть достаточным, чтобы прижимать детали к элементу, но предотвращать образование слишком больших валиков. Цель состоит в том, чтобы нагреть зону плавления, не выталкивая расплавленный материал из зоны сварки.

В машинах с микропроцессорным управлением время плавления задается заранее и может быть увеличено, остановлено или перепрограммировано в зависимости от точности реза. Чем лучше рез, тем короче время плавления. Оптимальное давление нагрева для стыковой сварки Corzan CPVC составляет приблизительно 30 фунтов на квадратный дюйм (20 Н / см2).

Время, в течение которого пластик должен прижиматься к элементу под давлением нагрева, зависит от толщины листа. Типичное оптимальное время нагрева для листа ХПВХ показано ниже.

Оптимальное время нагрева

По истечении времени нагрева элемент следует удалить, а части собрать как можно быстрее. Оптимальное время переключения составляет менее трех секунд. Затем давление следует довести до желаемого давления плавления, которое следует поддерживать в течение периода времени, который зависит от толщины листа.Оптимальное сварочное давление для листа Corzan CPVC обычно составляет от 95 до 100 фунтов на квадратный дюйм (от 65 до 70 Н / см ²).

Оптимальное время сварки для листа ХПВХ указано ниже.

Оптимальное время сварки

Сварка листов и труб Corzan

Можно сваривать листы и трубы. Однако важно помнить, что лист и труба будут нагреваться по-разному при сварке с разной скоростью. В результате может показаться, что адгезия к трубе хуже, чем к листу.

Следуйте этим рекомендациям, чтобы обеспечить успешное соединение:

Растворителем протрите свариваемую поверхность ацетоном перед нагревом. Это поможет протравить свариваемую поверхность.
Предварительно нагрейте свариваемую поверхность трубы в дополнение к выполняемой прихваточной сварке.
Используйте сварочный пруток большей толщины (например, 4 мм), чтобы время нагрева было больше.

Сравнение динамической характеристики пластин, сваренных встык и сварных швов

Были проведены некоторые исследования, демонстрирующие, что собственные частоты сварных пластин уменьшаются при сравнении их с несварными аналогичными пластинами, что вызвано остаточным напряжением при сварке. .Это явление можно использовать для разработки нового метода определения остаточных напряжений при сварке. Этот новый метод анализа вибрационных откликов пластины имел бы преимущество, заключающееся в том, что он был бы неразрушающим по сравнению со сверлением отверстий, а также более простым и дешевым, чем методы дифракции рентгеновских лучей, ультразвука и нейтронографии. Поэтому в поисках этой новой техники проводятся дополнительные исследования, и все еще требуется дальнейший прогресс. В некоторых экспериментальных работах в этой области для анализа данных использовались сварные детали «борт-плита».Тем не менее, эта работа демонстрирует, что сварные детали «борт-пластина» не обладают такими же колебательными откликами из-за остаточного напряжения при сварке, как сваренные встык пластины. В этой экспериментальной работе сравниваются колебательные характеристики двух идентичных пластин, свариваемых двумя разными способами: наплавкой на пластину и стыковой сваркой. Были испытаны две пластины из нержавеющей стали AISI 316L размером 302 × 150,5 × 6,30 мм. Сначала с помощью лазерного виброметра были измерены собственные частоты пластин целиком. Затем одна пластина была наплавлена наплавкой на пластину в центре.Другая пластина была вырезана по центру, а затем сварена встык. Добавки материала не было, чтобы избежать дополнительных массовых помех в значениях собственных частот. Наконец, снова были измерены собственные частоты и рассчитаны вариации для первых шести мод колебаний. Несмотря на то, что в обоих сварных швах использовались одинаковые тепловложения и параметры сварки, показано, что стыковой шов имел более высокие модальные вариации, чем стыковой шов.Более высокие модовые вариации пластины, сваренной встык, указывают на то, что стыковая сварка вызвала более высокие остаточные напряжения при сварке в пластинах, чем при стыковой сварке пластины. Таким образом, эта работа демонстрирует, что исследователи, желающие продвинуться вперед в исследованиях нового метода остаточного напряжения при сварке с использованием вибрационных откликов, должны быть внимательны к этому несоответствию.

Характеристики обратного валика при стыковой сварке толстого листа при различных условиях подкладки

[1] Р.Л. О’Брайен: Справочник по сварке, 8-е изд. 2 (Американское сварочное общество, США, 1991 г.).

[2] Дж. Хикс: Дизайн сварных швов (Woodhead Publishing, Великобритания, 1999).

[3] С. Дж. Мэддокс: Усталостная прочность сварных конструкций (Abington Publishing, UK 1969).

[4] С.Yamane, H. Yamamoto, T. Ishihara, T. Kubota, K. Eguchi и K. Oshima: Sci. Technol. Сварка. Присоединение к Vol. 9 (2004), стр 138-148.

[5] Ф.Кадзутоши: J. Японское сварочное общество, Том. 75 (2006), стр.615.

(PDF) Исследование запаса компенсации при стыковой сварке толстых стальных листов при строительстве судов.

Исследование запаса компенсации при стыковом сварном шве

стальных листов большого диаметра при судостроении.

J Kim

, H Jeong

, M Ji

, K Jeong

, C Yun

J Lee

H Chung

†

Эл. Почта: hschung @ gnu.ac.kr, тел .: 055-772-9115

Автор для корреспонденции: Департамент энергетики и машиностроения,

Национальный университет Кёнсан, Cheondaegukchi-Gil 38, Tongyeong, Gyeongnam

650-160, Корея,

Электронная почта: [email protected], Тел: 055-735-5192

Департамент энергетики и машиностроения, Национальный университет Кёнсан

Университет, Daewoo Shipbuilding & Marine Engineering Corporation Ltd.

Электронная почта : hmjeong @ gnu.ac.kr, тел .: 055-772-9114

Департамент энергетики и машиностроения, Кёнсанский национальный университет

Электронная почта:

Solar E&S Corporation Ltd.

[email protected], Тел .: 055-263-6868

Эл. Почта: [email protected], Тел: 055-735-4851

Департамент энергетики и машиностроения, Национальный

Кёнсанский университет

Университет, Daewoo Shipbuilding & Marine ООО «Инжиниринговая корпорация»

Электронная почта: [email protected], Тел: 055-250-3145

Университет Чаншин,

Электронная почта: [email protected], Тел: 055-735- 51482

Daewoo Shipbuilding & Marine Engineering Corporation Ltd.

реферат.

В статье исследуются характеристики усадки стыковых сварных швов для основного листа

судостроения и морских конструкций. Деформация усадки стыкового сварного соединения

, вызванная процессом тепловложения и охлаждения, приводит к разнице между размерами

фактического основного металла и размерами конструкции.Это, в свою очередь, приводит к низкому качеству

производства судовых блоков, а доработка через период исправления создает препятствия для повышения производительности

. Путем экспериментов по деформации усадки стыкового сварного соединения

на основной пластине крупногабаритных конструкций была получена деформация остаточного напряжения сварки в форме

I, Y, V. Кроме того, результаты экспериментов показывают, что существует

ограниченного диапазона усадки в диапазоне 1 ~ 2 мм в 11 ~ 21.5t и эффект теплопередачи

сварного шва, по-видимому, ограничен в пределах 1000 мм на основе одной стороны линии шва, поэтому

было ограниченным влиянием веса основного металла на усадку. Наконец,

стало известно, что запас на усадку необходимо применять по-разному в зависимости от явления канавки в

на этапе проектирования, чтобы минимизировать усадку.

1. I

ntroduction

Основные плиты корпуса и морских конструкций свариваются методом стыковой сварки, и вполне нормально

процедура, что сварка 2

должна выполняться на противоположной стороне после охлаждение и переворачивание

Кому следует адресовать любую корреспонденцию.

сторона сварки. Во время этих циклов нагрева и охлаждения при многократной сварке возникает

остаточных напряжений

7-я Международная конференция по технологиям охлаждения и нагрева (ICCHT 2014) IOP Publishing

IOP Conf. Серия: Материаловедение и инженерия 88 (2015) 012040 doi: 10.1088 / 1757-899X / 88/1/012040

Содержимое этой работы может использоваться в соответствии с условиями лицензии Creative Commons Attribution 3.0. Любое дальнейшее распространение

этой работы должно содержать указание на автора (авторов) и название работы, цитирование журнала и DOI.

Опубликовано по лицензии IOP Publishing Ltd 1

Дизайн — Часть 3 — TWI

Часть 1
Часть 2
Часть 4
Часть 5

Угловые швы могут сочетаться с стыковыми швами с полным или частичным проплавлением — комбинированным швом. Поэтому проектировщик должен решить, использовать ли стыковой сварной шов, угловой шов или их комбинацию. При принятии этого решения стоимость является основным фактором.

Нажмите здесь, чтобы увидеть наши последние подкасты по технической инженерии на YouTube .

Как упоминалось в разделе «Спецификация работы 91», угловой сварной шов не требует подготовки сварного шва, легко наносится и часто считается самым дешевым сварным швом из всех возможных. Однако площадь поперечного сечения и, следовательно, стоимость увеличиваются в зависимости от квадрата длины ноги. Принимая во внимание те же требования к прочности угловых швов, что и для Т-образных стыковых швов, становится более экономичным использовать двухстороннее Т-образное стыковое соединение с полным проплавлением при толщине листа около 30 мм. К точности этого значения следует относиться с осторожностью, так как он зависит от многих факторов, таких как стоимость подготовки сварного шва и угол наклона.

Положение при сварке является дополнительным фактором. Возможно, будет более экономично наплавить стыковой шов в плоском положении, где могут использоваться электроды большого диаметра и большие сварочные токи, чем при двухстороннем угловом шве, когда один сварной шов должен быть выполнен в верхнем положении ( Рис.1 ).

Рис.1. Плоское положение Т-образный стыковой сварной шов и угловой сварной шов над головой

Дополнительным преимуществом использования Т-образного стыкового шва является то, что этот тип сварки обеспечивает прямую передачу усилия через соединение, обеспечивая лучшие характеристики при усталостных нагрузках.Во многих проектных спецификациях также будут указаны более низкие допустимые напряжения для углового шва по сравнению с стыковым сварным швом, и это может существенно повлиять на стоимость, особенно при проектировании с учетом прочности более толстых листов.

Следует помнить, что сложно, если не невозможно, исследовать угловой сварной шов объемно с использованием радиографических или ультразвуковых методов, и поэтому качество внутреннего сварного шва полностью зависит от навыков и порядочности сварщика. Комментарии к Т-образным соединениям также применимы к угловым соединениям, где два угловых шва могут быть более экономичными, чем один большой угловой шов, как показано на Рис.2 . Однако помните, что один сварной шов может потребоваться выполнить в верхнем положении, если компонент не может быть повернут.

Рис.2. Угловые соединения: Площадь сварного шва в а) -50 мм2; и б) -25 мм2

Из вышеизложенного очевидно, что решение об использовании угловых швов, Т-образных стыковых швов или комбинированных сварных швов не так однозначно, как может показаться на первый взгляд, и необходимо учитывать множество факторов.

Стыковые соединения — это сварные швы, металл сварного шва которых находится в плоскостях поверхностей соединяемых элементов.Горловина сварного шва может иметь полную толщину сечения, соединение с полным проплавлением или только пропорциональное соединение — соединение с частичным проплавлением. Сварные швы могут быть «односторонними», сваренными с одной стороны, или «двусторонними», сварными с обеих сторон ( Рис. 3, ).

Рис.3. Швы с полным и частичным проплавлением

За исключением очень тонких листов, стыковые соединения, полученные дуговой сваркой, требуют подготовки сварного шва к резке пламенем или механической обработке по линии соединения. Обычные процессы дуговой сварки могут проникать в основной металл только на ограниченное количество.Максимальный провар при обычной сварке TIG или ручной металлической дугой (SMAW) составляет около 3 мм, при сварке MAG (GMAW) около 6 мм и дуге под флюсом около 15 мм.

Для того, чтобы сварить лист на всю толщину и достичь требуемой по конструкции толщины сварного шва, необходимо вырезать достаточно металла вдоль линии стыка, чтобы сварочный электрод имел доступ к основанию стыка, обеспечивая доступ к основанию стыка. пройти для депонирования, а затем заполнить оставшуюся часть, чтобы завершить соединение.Таким образом, подготовка к сварке, «подготовка к сварке», выполняется вдоль линии стыка с использованием газовой резки, плазменной резки или механической обработки. На рис. 4 показаны ключевые особенности подготовки сварного шва «с одной фаской» и характеристики сварного шва с одним V-образным вырезом.

Чем меньше прилегающий угол, тем меньше будет доступ к корню и тем выше риск возникновения дефектов, таких как отсутствие проплавления боковых стенок. Однако этот ограниченный доступ может быть компенсирован увеличением корневого зазора.

Углы скоса и корневой зазор будут зависеть от процесса (ов), использованного для выполнения соединения, и толщины материала.Узкий внутренний угол требует меньше металла сварного шва и, следовательно, более экономичен при увеличении толщины. Обратной стороной этого является то, что чем уже угол, тем труднее становится доступ и возникает риск дефектов сварки, как упоминалось выше.

Слишком большой корневой зазор приведет к потере контроля над сварочной ванной и расплавом из-за неравномерного и чрезмерного провара. Этого можно избежать, используя подкладную полосу, если это разрешено условиями эксплуатации.

Фиг.4. Подготовка под сварку под сварку под сварку под скос

Таким образом, выбор подготовки к сварке — это компромисс между обеспечением надлежащего доступа и минимизацией объема сварного шва.

Если требуется высококачественный корневой валик и нет доступа к корневой стороне сварного шва, например, в трубах, несущих текучую среду, или при работе под высоким давлением, приемлемые условия могут быть достигнуты с использованием процесса TIG для изготовления корневого валика. Типичная установка стыкового сварного шва трубы будет иметь угол 60 °, корневой зазор от 1 до 2 мм и угол от нуля до 1.Корневая поверхность толщиной 5 мм.

Если имеется доступ к обратной стороне стыка, состояние проплавного валика менее важно, поскольку корневой валик можно отшлифовать до прочного металла и нанести герметизирующий проход.

Уменьшение объема сварного шва может быть достигнуто за счет использования J-образной заготовки, как показано на Рис. 5 . Эта подготовка, в отличие от прямой фаски V-образной заготовки, которую можно резать пламенем, требует механической обработки.

Рис.5. Основные характеристики одностороннего препарирования ‘J’

Это может быть дорогостоящая операция, поэтому этот тип сварного шва используется только на толстых соединениях, где экономия наплавленного металла шва превышает стоимость механической обработки или где требуются корневые валики очень высокого качества.

Обработка подготовки к сварке требует, чтобы размеры, в частности, толщину поверхности впадины, можно было контролировать гораздо точнее, чем это возможно при газовой резке, и, следовательно, можно добиться более точной подгонки.

Он часто используется для стыковых стыков труб, сваренных методом орбитальной сварки TIG, где механически обработанное соединение позволяет достичь допусков, необходимых для полностью автоматического процесса.

Коэффициенты концентрации напряжений для сварных встык пластин, подвергающихся растягивающим, изгибающим и сдвигающим нагрузкам

Материалы (Базель).2020 Apr; 13 (8): 1798.

Машиностроительный факультет, Белостокский технологический университет, Вейска 45C, 15-351 Белосток, Польша; [email protected]

Поступило 21 февраля 2020 г .; Принято 6 апреля 2020 г.

Лицензиат MDPI, Базель, Швейцария. Эта статья — статья в открытом доступе, распространяемая в соответствии с условиями лицензии Creative Commons Attribution (CC BY) (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). Эта статья цитировалась другими статьями в PMC. .

Реферат

В данной работе анализируется концентрация напряжений в подошве сварного шва стыковых соединений с двойным V-образным и одинарным V-образным соединением, подверженных растягивающим, изгибающим и касательным нагрузкам.Для каждого геометрического случая и случая нагружения была получена точная формула коэффициента концентрации напряжений близкой формы на основе более 3,3 тысяч решений метода конечных элементов. Процентная погрешность формул составляет менее 2,5% для широкого диапазона значений геометрических параметров, включая радиус захождения шва, ширину шва, толщину листа и угол захождения шва. Рассмотрен также предельный случай, когда радиус носка шва стремится к нулю. В случае сдвигающих нагрузок была разработана плоская модель, основанная на термической аналогии.Весь анализ проводился в предположении, что дуга окружности представляет собой форму избыточного металла шва. Представленные решения могут быть использованы при компьютерной оценке усталости элементов конструкций.

Ключевые слова: стыковые сварные соединения, надрез, коэффициент концентрации напряжений, подошва сварного шва, анализ методом конечных элементов, осевая, изгибающая и сдвигающая нагрузка

1. Введение

Сварные соединения являются одними из наиболее часто используемых типов соединений. Годы развития технологии производства улучшили такие качества, как: улучшенная герметичность, низкая стоимость и более короткое время изготовления.Однако в зоне сварного шва все же могут наблюдаться некоторые неблагоприятные явления, такие как структурные неровности и дефекты материала, остаточные напряжения, трещины или дефекты поднутрения, которые могут привести к значительному снижению усталостной долговечности конструкции. Многие научные работы, связанные с явлениями физической усталости, моделированием процессов повреждения и расчетами на долговечность, посвящены теме прочности сварных соединений и разработке соответствующих процедур проектирования.

Рост усталостной трещины является основным явлением, возникающим в сварных конструкциях, подвергающихся переменной нагрузке, где скорость распространения усталости может зависеть от длины трещины, геометрии сварного шва и сопутствующего поля остаточных напряжений [1,2,3,4,5].В таких случаях подход к механике разрушения, основанный на концепции коэффициента интенсивности напряжений, оказывается очень удобным. Экспериментальный метод, полезный для определения коэффициентов интенсивности напряжений для реальных сварных конструкций, был представлен Chung et al. [6].

Многочисленные методы анализа усталости основаны на подходе локального напряжения [7,8] и различных концепциях, таких как — структурное напряжение [7,9,10,11,12] и соответствующее напряжение горячей точки [11,13,14 , 15], эффективное напряжение надреза [10,16,17], связанное с эталонным радиусом надреза [10,12,18] и многие другие.Более того, локальная пластическая зона может создаваться высокой концентрацией напряжений. В таких случаях циклическая пластическая зона может служить подходящим параметром для определения более точных прогнозов усталостной долговечности [19]. Влияние остаточных напряжений на период возникновения усталости на основе локального подхода описано в справочных материалах [3,20,21]. Ливиери и Лаззарин в [22] предложили метод оценки усталостной прочности сварных соединений, основанный на обобщенных коэффициентах напряженности трещин, применимых к острым V-образным надрезам.Общие проблемы, связанные с надрезами, можно также найти в недавно опубликованном обзоре [23] о достижениях в области эффектов надрезов при усталости металла.

Более сложные модели, учитывающие явление двухэтапного повреждения, включая периоды зарождения и распространения усталостной трещины, представлены в ссылках [10] и [24].

Два подхода, основанные на номинальных напряжениях и напряжениях надреза, были изучены в ссылке [20], что указывает на то, что локальный подход более подходит для прогнозирования усталостной долговечности и усталостной прочности.

Также были разработаны многочисленные стандарты и рекомендации для облегчения проектирования [25,26,27,28,29,30].

Одной из основных проблем при попытке оценить усталостную долговечность конструкции является определение максимального напряжения для преобразования истории нагружения удаленных напряжений в самую слабую точку, где может начаться усталостное растрескивание. С этой целью обычно используются коэффициенты концентрации напряжений ( SCF s) (значения которых зависят от геометрии и условий нагружения) [31].Некоторые исследования [32,33,34,35] также предоставили аналитические решения для тел различной геометрии, подвергающихся различным условиям нагружения.

Та же проблема концентрации напряжений сохраняется и для сварных конструкций, у которых самое слабое место обычно находится в зоне сварного шва. Поэтому было разработано и опубликовано множество решений SCF , касающихся различных типов сварных соединений. Многочисленные формулы коэффициентов концентрации напряжений, широко используемые в Японии для различных типов сварных соединений, представлены в ссылках [36,37,38].Эти аппроксимирующие формулы были основаны в основном на численных результатах, полученных с использованием методов конечных элементов и методов граничных элементов. Расширенный численный анализ Т-образных и перекосных тройников был выполнен Brennan et al. [39], где были предложены два параметрических уравнения. Однако авторы определили SCF по-другому, учитывая максимальное напряжение в точке перехода между дугой окружности и поверхностью пластины. Такое определение делает значения SCF заниженными примерно на 7–9% по сравнению со значениями, определенными для максимального главного напряжения на криволинейной поверхности зацепа сварного шва.

Дополнительные эффекты производственных допусков, перекосов, поднутрений и т. Д. Часто включаются в анализ. Теоретические значения SCF для трубопроводов и резервуаров высокого давления, включая допуски на изготовление, были опубликованы Лотсбергом в ссылках [40] и [41]. Эффекты концентрации напряжений в шлифованных областях Т-образных сварных соединений представлены в ссылке [42]. Расширенный численный метод конечных элементов (FEM) анализ геометрических параметров и их влияния на SCF в стыковых сварных соединениях показан в ссылках [43,44,45].Эффекты перекоса в стыковых сварных соединениях обсуждались в Справочниках [46,47,48], а анализ дефектов поднутрения и арматурного металла был опубликован в Справочнике [49]. Оценка усталостной долговечности требует высокой точности решений SCF , потому что ошибки, допущенные при оценке максимальных напряжений (всего несколько процентов), могут привести к неточности в десятки или даже несколько сотен процентов при оценке усталостной долговечности. По этой причине аппроксимирующие формулы SCF должны иметь высокую точность и охватывать широкий диапазон значений всех основных параметров, влияющих на SCF s.

Использование известных формул аппроксимации в расчетах на усталость сталкивается с некоторыми трудностями, возникающими из-за их точности, диапазона применимости и различных способов определения SCF s, поэтому их следует использовать с соответствующей осторожностью.

Настоящая работа посвящена определению коэффициентов концентрации напряжений в области носка сварного шва двойных и одинарных V-образных стыковых сварных соединений, подвергшихся растягивающим, изгибающим и сдвигающим нагрузкам. Расширенный обзор опубликованных формул, относящихся к SCF для сварных конструкций, подверженных растяжению и изгибу, представлен в ссылке [45], и поэтому они не будут здесь цитироваться.В настоящей работе использовался метод конечных элементов ( FEM) моделирования, при этом особое внимание уделялось точности и широкому диапазону применимости разработанных аппроксимационных формул с учетом предельного случая, когда радиус подошвы сварного шва ρ стремится к до нуля.

2. Общие допущения

Были проанализированы два типа стыковых сварных соединений — Double-V и Single-V. Каждый из них подвергался растяжению / сжатию, изгибу и сдвигу. Формы и основные геометрические параметры стыковых сварных соединений с полным проплавлением представлены на рис.

Форма и основные параметры стыковых сварных соединений: ( a ) a Double-V и ( b ) a Single-V.

Для всех проанализированных соединений были сделаны следующие допущения:

Материал стыка линейно-упругий, изотропный и однородный
Небольшие деформации возникают из-за внешней нагрузки
Материал стыка не имеет остаточных напряжений , структурные неровности и дефекты
Обе пластины имеют одинаковую толщину t и коллинеарны
Выпуклый излишек металла сварного шва имеет постоянную кривизну, описываемую радиусом R
Сварной шов симметричный (для соединения Single-V) или двойной-симметричный (для соединения Double-V)
Контур сварного изделия ровный, с переходным радиусом ρ > 0
Кривизна подошвы сварного шва и превышение кривизна сварного металла стык в точке A ()
SCF для растягивающих и изгибающих нагрузок определяется как σ _1max/ σ _t и σ _1max/ σ _b, соответственно
SCF для сдвигающей нагрузки определяется как τ _max/ τ _с.

3. Численное моделирование методом конечных элементов и некоторые численные результаты

3.1. Нагрузка при растяжении и изгибе

Использовались программа ANSYS 19 Multiphysics и конечный элемент PLANE182. Конечный элемент PLANE182 определяется 4 узлами, имеющими 2 степени свободы в каждом узле. Граничные условия формы, нагружения и смещения для каждого типа сварного стыкового соединения показаны на и.

Граничные условия для двойного V-образного стыкового сварного шва, подверженного растягивающим ( a ) и изгибающим ( b ) нагрузкам.

Граничные условия для сварного соединения встык одинарного V-образного сечения, подверженного ( a ) растягивающим и ( b ) изгибающим нагрузкам.

Длина моделируемого тела — важный параметр. Согласно теории упругости и принципу де Сен-Венана, если приложенная нагрузка находится на достаточно большом расстоянии от подошвы сварного шва (в этом случае в несколько раз больше, чем толщина элемента), не будет различий в значениях максимальный стресс. Подходящая длина была найдена путем проведения предварительных испытаний, и, наконец, расстояние от носка сварного шва до области приложения нагрузки было как минимум в 4 раза больше толщины t.

Приблизительно 900 000 конечных элементов использовались для каждой модели, и особое внимание было уделено плотности сетки конечных элементов в зоне носка сварного шва. Один пример такой сетки показан на и.

Пример сетки конечных элементов для X = 0,1, Y = 2/3 и θ = π / 4.

Сетка из конечных элементов в зоне носка сварного шва для случая, показанного на.

На начальном этапе построения модели FEM последовательно увеличивалась плотность сетки конечных элементов для получения устойчивого численного решения с постоянным значением максимального напряжения.В результате сбора значительного количества случаев и соответствующих численных решений была разработана специальная процедура построения сетки. Количество элементов по радиусу надреза составляло не менее 100. Причем размер конечных элементов плавно изменялся по мере удаления от зоны максимальной концентрации напряжений. Эти предположения сделали сетку конечных элементов очень тонкой.

Количество конечных элементов, узлов и минимальный размер элемента зависели от пропорций между геометрическими параметрами соединения, представленного как X , Y и θ .Для данной геометрии модели, механической или тепловой, сетка EF была идентична. Например, модель, показанная в, где X = 0,1, Y = 2/3 и θ = π / 4, содержала 1 076 779 элементов и 1 078 547 узлов. Минимальный размер элемента по толщине t составил 2,497 × 10 ⁻⁵.

Поскольку значения SCF одинаковы и все размеры корпуса пропорционально изменены, были введены два безразмерных параметра ( X и Y ):

Теоретическая ширина L — это гипотетическое расстояние между две симметричные точки, пересечение выпуклой дуги окружности и поверхности пластины (), а θ представляет собой теоретический угол схождения сварного шва в той же точке B.В дальнейшем были проведены расширенные численные расчеты в следующих диапазонах — 0,05 ≤ X ≤ 0,7, 0,075 ≤ Y ≤ 0,7 с интервалами 0,05 и для 10 ° ≤ θ ≤ 90 ° с изменением на 5 °. Для каждого типа соединения и режима нагружения было получено более 3300 численных результатов SCF . Один из примеров таких результатов SCF для сварного стыка с одним V-образным стыком, подвергнутого растяжению и для θ = 45 °, представлен в.

Таблица 1

Представление значений SCF для одноцилиндрового стыкового соединения, подверженного растягивающей нагрузке.

9065 9065 1,25 2,515 9065 9065 9065 2,152 9065 9065 9065 9065 9065

θ = 45 °	X = ρ / ( ρ + L )
Y = L / )	0,05	0,075	0,10	0,15	0,20	0,25	0,30	0,35	0,40	0,45	0,50 6 905 905 905 905 905 905 905 905 905 905 905 905 .075	2,155	2,223	2,041	1,816	1,676	1,578	1,505	1.446	1,397	1,355	1,397	1,355	1,319	2,221	2,040	1,815	1,676	1,578	1,504	1,445	1,396	1,355	1.318	1,286	1,256	1,229
0,15	2,509	2,217	2,036	1,812	1,672	1,575				1,575	905 1,282	1,253	1,225
0,20	2,502	2,210	2,029	1,805	1,667	1.569	1.495	1.436	1.387	1.345	1.309	1.276	1.246	1.218
0.25	2.488	9065 9065 9065 9065 9065 9065 9065 1.486	1.427	1.378	1.336	1.299	1.266	1.236	1.207
0.30	2.466	2,179	2,000	1,779	1,642	1,545	1,472	1,413	1,364	1,322	1,285	1,252	1,285	1,252	1,976	1,757	1,621	1,526	1,453	1,394	1,346	1,304	1,267	1.234	1,204	1,175
0,40	2,395	2,116	1,942	1,728	1,594	1,500	1,428							1,182	1,154
0,45	2,340	2,068	1,898	1,688	1,558	1,466	1.396	1,340	1,293	1,253	1,218	1,186	1,158	1,132
0,50	2,269		2,006					2,006							1,5 1,304	1,259	1,222	1,189	1,159	1,133	1,110
0,55	2,182	1.931	1.774	1.582	1.463	1.379	1.316	1.265	1.224	1.189	1.159	1.133	1.141049065 9065 9065 9065 1,697	1,517	1,406	1,329	1,271	1,226	1,189	1,158	1,132	1,110	1.090	1,073
0,65	1,969	1,749	1,614	1,449	1,348	1,279	1,228	1,188	9065 9065 1,0 1,060
0,70	1,852	1,651	1,529	1,381	1,292	1,231	1,187	1.153	1,126	1,105	1,087	1,072	1,059	1,048

3,2. Срезающая нагрузка

В литературе, посвященной прочности сварных конструкций, обычно доступны только решения SCF для растягивающих и изгибающих нагрузок. Есть две вероятные причины для отказа от таких решений для касательных нагрузок. Во-первых, максимальное локальное напряжение и соответствующие процессы зарождения усталостной трещины обычно возникают в области носка сварного шва, где номинальное напряжение перпендикулярно линии шва, а компоненты напряжения сдвига могут исчезнуть.Вторая причина заключается в том, что численные расчеты FEM и SCF для антиплоскостных задач выполнить сложнее, чем в предыдущих случаях, из-за отсутствия 2D-модулей для решения таких задач в коммерческих программах FE . Однако во многих практических случаях напряжение сдвига может вносить значительный вклад в максимальные эффективные напряжения в области носка. Это может происходить, когда внешние переменные нагрузки создают циклические непропорциональные многоосные напряженные состояния с изменяющимися основными направлениями или когда стыковой шов наклонен по отношению к основной нагрузке конструкции.В таких случаях SCF для сдвигающей нагрузки также следует учитывать при анализе усталости. По этим причинам в данной работе были приняты во внимание растворы SCF для сдвига.

Формулировка двумерных задач для антиплоскостных состояний деформации иная, чем для плоских растягивающих и изгибающих нагрузок. Хорошо известно, что любой антиплоскостной случай можно рассматривать как краевую задачу, управляемую уравнением Лапласа, представленным в декартовых координатах как

∂2Ψ∂x2 + ∂2Ψ∂y2 = 0,

(3)

где потенциальная функция Ψ ( x , y ) эквивалентна функции смещения вне плоскости W ( x , y ).Тот факт, что то же соотношение справедливо и для температурного поля T ( x , y ) в плоских тепловых задачах установившегося теплового потока, приводит к заключению, что термическая аналогия может быть использована для получения решения коэффициентов концентрации напряжений для антиплоскостного сдвига. Тепловые модули широко доступны в коммерческих программах конечных элементов, что делает процедуру моделирования простой и эффективной. Основные уравнения и материальные константы, представляющие аналогию между антиплоскостным сдвигом и задачей установившейся теплопроводности, показаны на рис.

Таблица 2

Сравнение основных уравнений антиплоской деформации и стационарной тепловой задачи.

Анти-равнина Состояние деформации		Устойчивое тепловое состояние
Управляющее уравнение	∂2W∂x2 + ∂2W∂y2 = 0	Управляющее уравнение	∂2T∂x2 + ∂2T∂y2 = 0
Составляющие напряжения сдвига	τxz = G∂W∂x; τyz = G∂W∂y	Составляющие теплового потока	qx = −k∂T∂x; qy = −k∂T∂y
Величина местного напряжения	τ = τxz2 + τyz2	Величина местного теплового потока	q = qx2 + qy2
Величина градиента смещения	\| ∇W \|	Величина температурного градиента	\| ∇T \|
Коэффициент концентрации напряжений K _t ^s	τmaxτs	Аналоговое количество	qmaxqnom = \| ∇T \| max \| ∇T \| nom
G —модуль сдвига		k —тепловая проводимость

ANSYS 19 Multiphysics Finite и программа Thermal с опцией элемент были использованы в настоящем анализе.Конечный элемент PLANE55 определяется 4 узлами с одной степенью свободы, соответствующей температуре в каждом узле. Сетка моделируемой области была такой же, как и в предыдущих случаях для растяжения и изгиба. Форма модели стыкового сварного соединения Single-V, а также смешанные граничные условия показаны на рис. Номинальный равномерный тепловой поток q _nom подавался на правый конец корпуса, а нулевая температура применялась к левому концу. Поскольку верхняя и нижняя поверхности соединения не подвержены внешним сдвигающим нагрузкам, они должны быть изолированы в тепловой модели.Потенциальная функция Ψ ( x , y ), соответствующая антиплоскостным смещениям W ( x , y ), теперь представлена температурным полем T ( x , y ). Ясно, что компоненты напряжения сдвига, связанные с частными производными потенциала в определенных направлениях, пропорциональны соответствующим компонентам теплового потока.

Граничные условия для расчета коэффициентов концентрации напряжений (SCF) стыкового сварного соединения, подверженного антиплоскостному сдвигу, с использованием термической аналогии.

Числовые значения SCF легко вычисляются как отношение максимальной величины температурного градиента | ∇ T | _max в зоне носка сварного шва (точка D in) на величину номинального температурного градиента | ∇ T | _nom над правым концом корпуса. Хорошо известно, что значения SCF в таких случаях не зависят от проводимости среды, поэтому такой же результат получается при сравнении соответствующих величин теплового потока q _max / q _nom.

Один пример решения стационарной теплопроводности показан на и. Поле температуры и его эквипотенциальные линии показаны на, где значения температуры, интерпретируемые как антиплоскостные смещения W тела, увеличиваются слева направо. Все эквипотенциальные линии перпендикулярны как верхней, так и нижней граням.

Температурное поле и эквипотенциальные линии в теплопроводном элементе.

Величины градиента температуры, нормированные относительно | ∇ T | _nom = 1 и соответствует полю температуры, показанному на.

Величины нормированного температурного градиента | ∇ T | / | ∇ T | _nom для | ∇ T | _nom = 1 и соответствующие изолинии показаны на. Это решение было получено непосредственно из ANSYS путем вызова «суммы векторов теплового градиента» и может быть интерпретировано как напряжение сдвига τ , возникающее в результате антиплоскостной нагрузки.

Качественно идентичные результаты могут быть достигнуты для величин теплового потока q, которые также могут быть получены непосредственно путем вызова «векторной суммы теплового потока.Такие решения служили в каждом геометрическом случае для расчета значений СКФ.

Такая постановка задачи о противоликовой защите имеет некоторые дополнительные последствия. Поскольку поток тепла, нормальный к нижней поверхности стыкового сварного соединения с одинарным V-образным сечением, равен нулю (), эту поверхность можно рассматривать как плоскость симметрии для стыкового сварного шва с двойным V-образным вырезом, где поле смещения W ( x , y ) является четной функцией относительно оси x , как показано на.

Граничные условия для стыкового сварного соединения с одним V и двойным V, подвергнутого сдвигу.

Следовательно, два решения значений SCF для стыкового сварного шва с двойным V и одинарным V идентичны, независимо от того, соединены ли обе половины корпуса вместе или разделены, как показано на рис. Единственное отличие, которое следует учитывать при описании значений SCF с использованием аппроксимирующих формул, заключается в определении толщины пластины t , обозначенной здесь как t ^sym и t ^asym. Принимая во внимание t ^sym = 2 t ^asym и принимая во внимание уравнение (2), соотношение между Y ^sym и Y ^asym составляет

Ысым = Ясым2-Ясым.

(4)

4.

SCF Приближенные формулы

4.1. Эффекты сингулярности на носке сварного шва

Правильное описание предельного случая, когда радиус носка сварного шва ρ стремится к нулю, является необходимым условием для получения параметрических функций при приближении значений SCF для данной геометрии сварного изделия и условий нагружения. В таком случае область носка сварного шва превращается в острый угол, как показано на, создавая теоретически бесконечное напряжение на вершине.Таким образом, основная цель теперь состоит в том, чтобы найти правильное соотношение между радиусом ρ и максимальным главным напряжением σ _1max в корне надреза.

Характерные углы 2 α и θ острого угла.

В случаях растягивающей или изгибающей нагрузки характеристическое уравнение для λ [50,51] дается уравнением (5):

sin (2αλ) + λsin (2α) = 0.

(5)

в то время как для антиплоскостного сдвига характеристическое уравнение [51] имеет вид:

Две характеристические величины, λ и λ _s, представляют экспоненты полей смещения для нормальных и поперечных нагрузок, соответственно.Это приводит к выводу, что каждая аппроксимирующая функция должна содержать экспоненциальный член вида X ⁿ, соответствующий силе сингулярности в предельном случае, когда радиус носка ρ стремится к нулю. Поскольку 2 α = π + θ (как показано на), значение n должно зависеть от угла θ , связанного с собственными значениями, λ и λ _s, полученными из уравнений ( 5) и (6).Также ясно, что величина σ _1max ρ ⁿ должна иметь единицу МПа (мм) ^{1 − λ}, что соответствует коэффициенту обобщенной интенсивности напряжений острого угла [51]. Таким образом, конкретные значения обоих показателей, n и n _s , могут быть получены из уравнений (7) и (8):

Правильность такого вывода представлена в и, где, в частности, SCF Значения (для n = 0), полученные с использованием FEM для двойного V-образного стыкового сварного соединения, подвергнутого растяжению и сдвигу, соответственно, нормируются с помощью члена X ⁿ для произвольно выбранных значений n .Только показатели, n = -0,42613 и n _s = -0,2, соответствующие теоретическим решениям, приводят к конечным пределам при X = 0. Для более высоких показателей, чем эти теоретические, нормированные коэффициенты концентрации напряжений , K _t/ X ⁿ, бесконечны; для младших показателей они равны нулю.

Влияние показателя n на нормированный K _t ^t двойного V-образного стыкового сварного соединения под напряжением, когда Y = 0.5 и θ = 75 °.

Влияние показателя степени n на нормированное значение K _t ^s двойного V-образного стыкового сварного соединения, подверженного сдвигу, когда Y = 0,5 и θ = 45 °.

К сожалению, аналитическое решение характеристического уравнения (5) неизвестно, и для вычисления λ необходимо применять аппроксимирующие численные процедуры. Таким образом, уравнение (9), основанное на численных решениях уравнений (5) и (7), предлагается:

Уравнение (9) действительно в диапазоне 0 ≤ θ ≤ π / 2, представляя значения показателя степени . n с точностью до 5 значащих цифр.

n = −0,63662θ − 0,0933θ21 + 0,77635θ + 0,04075θ1,5−0,00499θ2 + 0,13365θ2,5.

(9)

Для сдвигающей нагрузки точное решение уравнений (6) и (8) дает

где θ в радианах.

Результаты представленного выше анализа показали, что конкретные значения n и n _s зависят от угла θ и режима нагружения. Применение постоянных показателей степени в формулах аппроксимации для SCF неверно и приводит к неточным результатам для относительно малых радиусов носка сварного шва.

4.2. Общая форма формул SCF

После нормализации численных результатов относительно сингулярного члена X ⁿ (как показано на и), значения SCF для любого конкретного сустава могут быть представлены обычной функцией P ( X , Y , θ ), в зависимости от геометрии и режима нагружения. Таким образом, общая форма аппроксимирующей функции SCF :

Шесть конкретных формул SCF для двух- и одинарных стыковых сварных соединений, каждое из которых подвергается растягивающим, изгибающим и сдвигающим нагрузкам, представлены в приложении А.Для каждого случая функции P ( X , Y , θ ) количество членов и значения показателей были выбраны с использованием «пошагового» подхода, чтобы найти наилучшее качественное представление известных нормированных числовых значений K _t/ X ⁿ по отношению к X . На следующем этапе все коэффициенты для отдельных членов были получены методом наименьших квадратов. Затем процедура была последовательно повторена для других переменных: Y и θ .Несмотря на то, что процедура аппроксимации функций P иногда бывает хлопотной и трудоемкой, она позволяет контролировать точность и минимизировать количество членов.

4.3. Проверка аппроксимирующих формул

Числовые FEM SCF Значения были сравнены с их эквивалентами, полученными с помощью аппроксимирующих функций. Некоторые примеры таких сравнений представлены и для двойного V-образного стыкового сварного соединения θ = 30 °, подверженного растягивающим, изгибающим и сдвигающим нагрузкам.

Таблица 3

Сравнение SCF s, рассчитанного по формуле (A1) (*), с результатами FEM для двойного V-образного стыкового сварного соединения, подверженного растягивающей нагрузке, где θ = 30 °.

54 1,403 9,403400 *

θ = 30 °	X = ρ / ( ρ + L )
Y = L L )	0,05	0,15	0.25	0,35	0,45	0,55	0,65
0,15	2,251 2,253 *	1,717 1,720 *	1,518 1,5194 * 1,3	1,255 1,255 *	1,203 1,205 *
0,25	2,257 2,254 *	1,722 1,721 *	1,521 1,519 *	1,321 1,317 *	1,258 1,254 *	1,205 1,204 *
0,35	2,262 2,253 *	1,724 1,720 *	1,53 1,5	1,319 1,314 *	1,254 1,250 *	1,198 1,199 *
0,45	2,250 2,243 *	1,713 1,711 *	1,511 5 1,508 389 1,386	1,303 1,301 *	1,234 1,236 *	1,175 1,183 *
0,55	2,198 2.200 *	1,670 1.673 * 1.673 * 1.673 *	1,260 1,266 *	1,191 1,201 *	1,134 1,149 *
0,65	2,084 2,079 *	1,581 1,576 *	1,389 384 *	1,274 1,270 *	1,193 1,192 *	1,132 1,133 *	1,085 1,086 *

Таблица 4

Сравнение значений SCF, рассчитанных по формуле (A230) (*) Результаты FEM для стыкового сварного соединения с двойным V-образным вырезом, подверженного изгибающей нагрузке, где θ = 30 °.

1,965 * 1,65001

θ = 30 °	X = ρ / ( ρ + L )
Y = L L )	0.05	0,15	0,25	0,35	0,45	0,55	0,65
0,15	2,245 2,226 *	1,712 1,699 1,5	1,311 1,299 *	1,247 1,236 *	1,194 1,186 *
0,25	2,218 2,214 *	1,690 1,690 *	1.491 1,490 *	1,373 1,372 *	1,291 1,289 *	1,226 1,227 *	1,172 1,176 *
0,35	2,157 2,169 * 1,6435 9,157 2,169 *	*	1,333 1,341 *	1,252 1,260 *	1,189 1,198 *	1,137 1,148 *
0,45	2,057 2,068 *	1 68 576 *	1,384 1,390 *	1,276 1,280 *	1,201 1,204 *	1,144 1,147 *	1,099 1,102 *
0,55
1.305 1.296 *	1.209 1.201 *	1.146 1.138 *	1.101 1.093 *	1.067 1.060 *
0.65	1.804 * 1365 1,372 *	1,223 1,227 *	1,146 1,150 *	1,099 1,101 *	1,067 1,069 *	1.044 1.048 *

4 Таблица сравнения 5 A3) (*) к результатам

FEM для двойного V-образного стыкового сварного шва, подверженного сдвигающей нагрузке, где θ = 30 °.

9 * 1,369

1,6065 *

9 * 1,369

1,604 *

5 1,5065 9 065 9 1,5065 9065 9 1,5065 9 065 9 1,5065

θ = 30 °	X = ρ / ( ρ + L )
Y = L L )	0.05	0,15	0,25	0,35	0,45	0,55	0,65
0,15	1,604 1,604 *	* 1,369 1,2	1,167 1,169 *	1,133 1,135 *	1,105 1,107 *
0,25	1,596 1,596 *	1,361 1,362 *	1.264 1,265 *	1,204 1,205 *	1,161 1,162 *	1,126 1,128 *	1,098 1,100 *
0,35	1,579 5 1,579 * 1,35	1,579 5 1,579 *		1,579	35 1,579 * 1,35 *	1,191 1,192 *	1,148 1,150 *	1,114 1,116 *	1,086 1,088 *
0,45	1,550 1,550 *	1,323 323 *	1,229 1,229 *	1,171 1,171 *	1,129 1,130 *	1,097 1,098 *	1,070 1,071 *
0,55	1,198 1,198 *	1,143 1,143 *	1,105 1,104 *	1,075 1,075 *	1,052 1,052 *
0,65	1,452 * 1 455 1,45	1,452 1,45242 1.243 *	1.159 1.159 *	1.110 1.109 *	1.077 1.076 *	1.053 1.052 *	1.036 1.034 *

Точность для всех переменных достоверность, указанная в Приложении А, лучше 97,5%.

5. Обсуждение

5.1. Преобразование измеряемых параметров сварного шва в теоретические

Ранее определенные переменные X , Y и θ очень подходят для теоретического анализа, но с точки зрения инженерных приложений некоторые измеряемые параметры конструкции) необходимы. L и θ недоступны с поверхности сварного шва, и гораздо лучше работать с общей шириной w и углом захождения сварного шва θ *, определенным в. Несмотря на то, что значения обоих углов θ и θ * (а также длины L и w ) практически одинаковы для малых радиусов носка сварного шва, формально они представляют разные величины и должны быть рассматривать отдельно.

К сожалению, предположения о постоянной кривизне избыточного металла и гладкости контура сварного шва делают геометрические величины выбранного сварного шва взаимно связанными.Например, параметров w и θ * достаточно, чтобы определить H . То же самое для R , ρ и w .

H = w2Tan (θ * / 2) = R + ρ + (R + ρ) 2 − w24.

(12)

Это означает, что меньшие или большие значения H недоступны для свободного доступа, пока выполняются все геометрические условия, определенные в. Однако постоянная кривизна, описываемая радиусом R , близка к реальной форме сварного шва и должна давать хорошее приближение к реальной форме.

Другие формулы, выражающие различные соотношения между геометрическими параметрами стыкового сварного соединения, следующие:

L = H (wH) 2−8ρH = w2−8Hρ

(14)

θ = arcsin ((wH ) 2−8ρh24 (wH) 2−2ρH + 1).

(15)

Уравнения (12) — (15) позволяют преобразовать измеряемые параметры в теоретические и вычислить SCF s, используя наборы формул, приведенные в Приложении A.

5.2. Сравнение текущих результатов SCF с другими решениями

Параметрические уравнения для расчета SCF s для стыкового сварного соединения с одинарной V-образной и двойной V-образной сваркой, подверженных растягивающим и изгибающим нагрузкам, были опубликованы в ссылке [45].Авторы проанализировали высоту излишка металла шва и ее влияние на значения SCF , предполагая, что верхняя часть шва плоская и w / t = 1,46. Такая форма сварного шва показана в сравнении с круглой с радиусом R , рассмотренной в настоящем анализе. Все остальные геометрические параметры ( H , w , ρ и θ * ) такие же.

Сравнение двух форм стыкового сварного соединения с одинаковыми H , w , ρ и θ * .

Для плоского сварного шва было предложено следующее параметрическое уравнение [45]:

Ktt = 1 + 1,3905 (Ht) 0,2081θ ∗ (θ ∗) 1,0756EXP [−1,7483θ ∗] (ρt) −0,259θ ∗ (0,021 + ρt) −0,4413

(16)

что дает значений SCF с точностью 96%.

Сравнение двух решений SCF , заданных уравнениями (16) и (A4) для одноцилиндрового стыкового сварного соединения под напряжением (для w / t = 1,46), показано на. Соответствующие значения SCF практически совпадают.Более заметные различия проявляются только для относительно малых радиусов корня зацепа ( ρ / t <0,05 для θ * = 60 °).

Таблица 6

Сравнение SCF s, рассчитанных по формуле (A4) (*), с результатами, полученными из уравнения (16) для сварного стыкового соединения Single V, подвергнутого растяжению, когда w / t = 1,46.

905 9065 9065 905 905 0.01 0,04 9065
2,15 *
2,19
1,68 9092 *

ρ / t	θ *
ρ / t	10 °	20 °	30 °	40 °	50 °	50 °	1,79 * 1,83	2,53 * 2,56	3,19 * 3,19	3,71 * 3,75	4,12 * 4,26	4,41 * 4,73
2,55 * 2,60	2,84 * 2,91	3,03 * 3,16	3,16 * 3,36
0,05	1,53 * 4 1,53 1,92 9035 9065 4 1,92 6 * 2,19	2,33 * 2,37	2,43 * 2,49	2,48 * 2,57
0,1	1,43 * 1,41	1,69 * 1,68	1,68 1,94	1,96 * 1,99	1,98 * 2,00
0,2	1,34 * 1,30	1,50 * 1,48	1,58 *	1,58 * 1,58	1,62 1,62 1654 1,62 1,62 11635 1,62 163	1,62 * 1,62
0,4	1,26 * 1,22	1,34 * 1,34	1,37 * 1,39	1,38 * 1,41	1,3408 * 1,41	1,3408 *
H / t	0,06387	0,12872	0,19560	0,26570	0,34041	0,42147

изгибных нагрузок, но были получены аналогичные результаты для растягивающих и изгибающих нагрузок двойного V-образного стыкового сварного шва с использованием других формул в Приложении A и приведенных в ссылке [45], соответствующих каждому случаю.Это приводит к выводу, что оба решения выполняются правильно и что форма верхней части избыточного металла шва не оказывает существенного влияния на SCF s, если все остальные геометрические параметры соединения совпадают.

6. Выводы

После выполнения расширенного численного моделирования FEM , включающего около 20 000 случаев, были получены шесть аппроксимирующих формул для SCF , охватывающих как геометрические типы стыковых сварных соединений, так и три независимых режима нагружения.Точность формул лучше 97,5%, а диапазоны применений для радиуса носка ρ , ширины сварного шва L , толщины листа t и угла схождения шва θ составляют: 0 < ρ / L ≤ 2, 0 ≤ L / t ≤ 2 и 0 ≤ θ ≤ π / 2, охватывающий все геометрические ситуации, возникающие в инженерных приложениях, включая предельный случай, когда радиус подошвы сварного шва ρ стремится к нулю .

Расчетные значения SCF очень хорошо согласуются со значениями, полученными из параметрических уравнений, полученных Kiyak et al.в ссылке [45] для некоторых конкретных форм стыковых сварных соединений.

В случаях срезающих нагрузок очень эффективной оказалась модель самолета FEM , разработанная для решения антиплоскостных задач и основанная на термической аналогии.

Все полученные здесь формулы могут быть легко использованы в компьютерном проектировании для оценки усталости стыковых сварных соединений.

Благодарности

Это исследование было соучредителем при субсидии Министерства науки и высшего образования для дисциплины машиностроение на факультете машиностроения Белостокского технологического университета.

Номенклатура

G	Модуль сдвига
H	высота излишка наплавленного металла
к	теплопроводность
К _т	Коэффициент концентрации напряжений ( SCF )
К _т ^т ^сим	Коэффициент концентрации напряжений для растягивающей (осевой) нагрузки, двойной V-образный шов
К _т ^т ^асим	Коэффициент концентрации напряжений для растягивающей (осевой) нагрузки, сварной шов V-образной формы
К _т ^b ^сим	Коэффициент концентрации напряжений для изгибающей нагрузки, двойной V-образный шов
К _т ^b ^асим.	Коэффициент концентрации напряжений для изгибающей нагрузки, сварной шов с одинарным V-образным вырезом
К _т ^с ^сим	Коэффициент концентрации напряжений для сдвигающей нагрузки, двойной V-образный шов
К _т ^с ^асим	Коэффициент концентрации напряжений для сдвигающей нагрузки, сварной шов с одинарным V-образным вырезом
л	теоретическая ширина стыкового шва
n	Показатель поля напряжений для острого угла при растягивающей и изгибающей нагрузке
n _с	Показатель поля напряжений для острого угла при касательной нагрузке
q	величина теплового потока
q _макс	величина максимального теплового потока
q _ном	величина номинального теплового потока на правом конце корпуса
R	радиус излишка металла шва
т	толщина основной пластины
т ^сим	толщина основной пластины двойного V-образного стыкового шва, подвергнутого сдвигу
т ^асим	толщина основной пластины стыкового сварного шва одинарного V, подвергнутого сдвигу
Т	температура
\| ∇ Τ \|	величина температурного градиента
\| ∇ Τ \| _max	величина максимального температурного градиента
\| ∇ Τ \| _nom	величина номинального температурного градиента на правом конце корпуса
Вт	Измеряемая общая ширина стыкового шва
Вт	Компонент смещения, соответствующий антиплоской деформации в направлении z
x, y, z	Декартовы координаты
X = ρ / (ρ + L)	Параметр нормализованного радиуса носка шва
Y = L / (L + t)	Параметр нормализованной ширины шва
2 α	Общий угол острого угла
θ	теоретический угол носка шва
θ *	измеряемый угол носка шва
λ	собственное значение характеристического уравнения, соответствующее нормальной нагрузке
λ _с	Собственное значение характеристического уравнения, соответствующее сдвигающей нагрузке
ρ	радиус носка сварного шва
σ _т	номинальное растягивающее (осевое) напряжение
σ _b	номинальное напряжение изгиба
σ _1max	Максимальное главное напряжение на носке сварного шва, вызванное растягивающей или изгибающей нагрузкой
τ	напряжение сдвига
τ _с	номинальное напряжение сдвига, соответствующее антиплоской деформации
τ _макс	максимальное напряжение сдвига в носке сварного шва из-за напряжения сдвига, продольного по отношению к сварному шву
Ψ	потенциальная функция
∂Ψ / ∂n	частная производная по нормали к контуру соединения

Приложение A

Формулы для расчета SCF s для стыкового сварного соединения Double-V и Single-V при растяжении, изгибе и сдвиге.

Стыковое сварное соединение с двойным V-образным вырезом — растягивающая нагрузка

Ktt сим. = Xn (A0t + A1tX + A2tX1.1)

(A1)

где: область применения: 0

A00t = 1 + 1,703θ0,75−1,591θ − 0,860θ2 + 0,709θ3−0,153θ4

A01t = −1,672θ + 9,310θ2−8,407θ3 + 2,216θ4

A02t = — 2,768θ − 5.558θ2 + 8.088θ3−2.499θ4

A1t = A10t + A11tY5.25 + A12tY5.5 + A13tY6

A10t = 1.510θ0.75−21.753θ2 + 60.095θ3−59.047θ4 + 26.468θ5−4.594

A11t = 3347,164θ2,5-484.574θ4

A12t = −5482.603θ2.5 + 732.855θ4

A13t = 2150.066θ2.5−231.877θ4

A2t = A20t + A21tY5.25 + A22tY5.5 + A23tY6

+ 23.927t0 = θ2−61,415θ3 + 58,649θ4−25,829θ5 + 4,425θ6

A21t = −3505,908θ2,5 + 484,581θ4

A22t = 5691,409θ2,5−710,326θ4

A23t = −2192,311,792θ2,5 Стыковое сварное соединение двойного V-образного сечения — изгибающая нагрузка

КТБ сим = Xn (A0b + A1bX + A2bX1.1)

(A2)

где: область применения: 0

A00b = 1 + 1.484θ0,75−1,334θ − 0,926θ2 + 0,756θ3−0,170θ4

A01b = −30,294θ + 55,779θ2,5−56,321θ3,5 + 23,951θ4

A02b = 38,179θ − 73,520θ2,5 + 75,297θ3. 5−32.206θ4

A1b = A10b + A11bY5 + A12bY6 + A13bY7

A10b = 2.312θ − 21.029θ2 + 54.420θ3−52.168θ4 + 23.152θ5−4.022θ6

A11b− = −314,87,24θ 8002.34θ4−3330.18θ5 + 533.64θ6

A12b = 1025.2θ − 11913.7θ2 + 28711.0θ3−26287.0θ4 + 11020.5θ5−1779.3θ6

A13b = −859,1θ + 9788.0θ2−22962.3θ4 + 2088.0θ2−22962.3θ4 + 201362.3θ4 θ6

A2b = A2b + A2bY5 + A2bY6 + A2bY7

A20b = −3.593θ + 25.590θ2−60.017θ3 + 55.916θ4−24.518θ5 + 4.233θ6

A21b = 363,50θ − 3822,05θ2 + 8964.60θ3−8059,43θ4 + 3330,82θ5−531,86θ6

A22θ− 1285,183,22θ + + 26651.4θ4−11096.5θ5 + 1785.4θ6

A23b = 987.1θ − 10552.8θ2 + 23619.1θ3−21060.0θ4 + 8688.1θ5−1384.5θ6

Двойное V-образное стыковое сварное соединение — нагрузка сдвига

Kts sym = Xns (A0s + A1sX + A2sX2 + A3sX3).

(A3)

где: Ysym = L / (L + tsym), диапазон применения: 0

A0s = A00s + A01s (Ysym) 3 + A02s (Ysym) 4

A00s = 1 + 0.4068θ0,75−1,2554θ2 + 1,3008θ3−0,6596θ4 + 0,1331θ5

A01s = −1,2337θ + 0,6550θ2−0,1106θ3

A02s = 0,4757θ − 0,3672θ2 + 0,1963θ3−0.054 9000s A10005 (Ysym) 2 + A12s (Ysym) 3 + A13s (Ysym) 4 + A14s (Ysym) 5

A10s = −0,3474θ + 0,5466θ2 + 0,0682θ3−0,0682θ4

A11s = −0,3487θ2 + 0,06710004

9000 A12s = −1.4274θ + 3.6342θ2 + 1.4638θ3−3.1567θ4 + 0.9430θ5

A13s = 5.7757θ − 14.9509θ2 + 6.2601θ3−0.5036θ4

A14s = −4.9147θ + 12.0219θ2−3.8935s + A21s (Ysym) 4 + A22s (Ysym) 5 + A23s (Ysym) 6

A20s = −0.4520θ + 2,5654θ2−3,6200θ3 + 1,8544θ4−0,3575θ5

A21s = 23,291θ − 53,144θ2 + 29,009θ3−5,837θ4

A22s = −77,789θ + 168,428θ2−93,726θ5 + 21,22563θ4 9000 −131.421θ2 + 71.156θ3−16.786θ4

A3s = A30s + A31s (Ysym) 3 + A32s (Ysym) 4 + A33s (Ysym) 5 + A34s (Ysym) 6

A30s = 0,1683θ2−2.0633θ4 + 3.4158 −2,0331θ5 + 0,4279θ6

A31s = 2,7387θ − 11,7784θ2 + 4,0711θ3−0,4858θ4

A32s = −32,282θ + 83,466θ2−19,037θ3

A33s = 86,427θ − 176,451θ3

A33s = 86,427θ − 176,451θ3 9000,10004 9000.1 −65.409θ + 112.572θ2−18.945θ3

Сварное соединение встык одинарное V — растягивающая нагрузка

Ktt asym = Xn (A0t + A1tX + A2tX1.1)

(A4)

где: область применения: 0

A00t = 1 + 1,1074θ0,75−0,5271θ − 2,1097θ2 + 2,0446θ3−0,8531θ4 + 0,1407θ5

A01t = −2,4005θ + 2,0601θ2 + 0,6306θ3−1,1627θ4 + 0,3199 θ5

A02t = 0.9584θ − 3.7036θ2 + 6.0216θ3−6.0896θ4 + 3.2921θ5−0.6987θ6

A1t = A10t + A11tY5 + A12tY5.25 + A13tY5.5

A10t = 0.9070θ0.5924θ2 + 60.6784θ3−63.9954θ4 + 30.2690θ5−5.4716θ6

A11t = 7477.38θ2−5846.23θ3 + 1285.50θ4

A12t = −16743.10θ2 + 12540.29θ3−2653.18θ4 131382652 9000t5 9000t2

A2t = A20t + A21tY5 + A22tY5.25 + A23tY5.5

A20t = −1.2239θ0.5 + 20.1999θ2−58.7856θ3 + 60.3360θ4−28.0141θ5 + 4.9914θ6

6θ−2 A80103 + 5678 1146.49θ4

A22t = 17594.2θ2−11995.8θ3 + 2338.7θ4

A23t = −9813.03θ2 + 6375.03θ3−1172.33θ4

Одинарное V-образное стыковое сварное соединение — изгибающая нагрузка

Ktb asym = Xn (A0b + A1bX + A2bX1.1)

(А5)

где: область применения: 0

A00b = 1 + 1,1795θ0,75−0,6774θ − 1,8094θ2 + 1,7034θ3−0,6927θ4 + 0,1135θ5

A01b = −1,8984θ + 1,0254θ2 + 9,9490θ3−14,815128θ4 + 8,07 θ5−1.5835θ6

A02b = −0,1129θ2−10.6173θ3 + 16.1861θ4−9.0484θ5 + 1.8049θ6

A1b = A10b + A11bY5 + A12bY5.25 + A13bY5.5

4. A1092 7.1263θ2 + 8.2688θ3−8.7331θ4 + 2.1718θ5

A11b = 6924.89θ2−9279.74θ3−2437.21θ4 + 8431.29θ5−2910.74θ6

A12b = −14637.24θ2 + 18486.92θ3 + 6589.89θ4−18798.04θ5 + 6396.51θ6

A13b = 7683.85θ2−9027.16θ3−4421.30θ4 + 10556.38θ5−3532.62θ6

A2b = A20b + A21bY5000 + A21bY5 + A20bY5 −0.9558θ0.5 + 16.6843θ2−45.4073θ3 + 42.5769θ4−18.2659θ5 + 3.0640θ6

A21b = −755.879θ2−2293.872θ3 + 2749.303θ4−1090.224θ5

A22b = 1.87500θ3 +

A22b = 1.87500θ3 +9 θ5

A23b = 962,36θ2−7792,15θ3 + 6987,82θ4−2216.02θ5

Сварное соединение встык однокривистое — срезающая нагрузка

Kts asym = Xns (A0s + A1sX + A2sX2 + A3sX3)

(A6)

где: Yasym = L / (L + tasym), диапазон применения: 0

A0s = A00s + A01s (Ясым2-Ясым) 3 + A02s (Ясым2-Ясым) 4

A1s = A10s + A11s (Ясым2-Ясым) 2 + A12s (Ясым2-Ясым) 3+ A13s (Ясым2-Ясым) 4 + A14s (Ясым2-Ясым) 5

A2s = A20s + A21s (Ясым2-Ясым) 4 + A22s (Ясым2-Ясым) 5 + A23s (Ясым2-Ясым) 6

+ A3s = A A31s (Yasym2 − Yasym) 3 + A32s (Yasym2 − Yasym) 4 + A33s (Yasym2 − Yasym) 5 + A34s (Yasym2 − Yasym) 6

Формулы для расчета коэффициентов Aijs такие же, как и для двойного V-образного шва соединение, которое подверглось сдвигу.

Вклад авторов

Концептуализация, K.L.M .; методология, К.Л.М .; программное обеспечение, P.T .; валидация, K.L.M. и P.T .; формальный анализ, К.Л.М. и P.T .; расследование, К.Л.М. и P.T .; ресурсы, K.L.M. и P.T .; курирование данных, P.T .; письменность — подготовка оригинального черновика, К.Л.М. и P.T .; написание — просмотр и редактирование, K.L.M. и P.T .; визуализация, К.Л.М. и P.T .; надзор, К.Л.М .; администрирование проекта, P.T .; привлечение финансирования, K.L.M. и П. Все авторы прочитали и согласились с опубликованной версией рукописи.

Финансирование

Эта публикация финансировалась в рамках программы Министерства науки и высшего образования Польши под названием «Региональная инициатива передового опыта» на 2019–2022 годы, проект номер 011 / RID / 2018/19.

Конфликт интересов

Авторы заявляют об отсутствии конфликта интересов.

Ссылки

1. Monahan C.C. Ранний рост усталостной трещины на сварных швах. WIT PRESS / Публикации по вычислительной механике; Саутгемптон, Великобритания: 1995. [Google Scholar] 2. Сингх П.Дж., Ачар Д.Р.Г., Гуха Б., Нордберг Х. Влияние геометрии сварного шва и процесса на характеристики роста усталостных трещин крестообразных соединений AISI 304L с отсутствием проникающих дефектов. Sci. Technol. Сварка. Присоединиться. 2002; 7: 306–312. DOI: 10.1080 / 174329313X13789830157465. [CrossRef] [Google Scholar] 3. Чоффо Нгула Д., Байер Х.Т.Х., Вормвальд М. Рост усталостных трещин в крестообразных сварных соединениях: влияние остаточных напряжений и геометрии носка сварного шва. Int. J. Усталость. 2017; 101: 253–262. DOI: 10.1016 / j.ijfatigue.2016.09.020. [CrossRef] [Google Scholar] 4. Нюканен Т., Бьорк Т., Лайтинен Р. Прогнозирование усталостной прочности стыковых сварных соединений сверхвысокопрочной стали. Усталость. Англ. Матер. Struct. 2013; 36: 469–482. DOI: 10.1111 / ffe.12015. [CrossRef] [Google Scholar] 5. Цербст У., Мадиа М., Шорк Б. Определение усталостной прочности сварных деталей на основе механики разрушения. Структура процедур. Интегр. 2016; 1: 10–17. DOI: 10.1016 / j.prostr.2016.02.003. [CrossRef] [Google Scholar] 6. Чунг Х.Ю., Лю С.Х., Лин Р.С., Цзюй С.Х. Оценка коэффициентов интенсивности напряжений несущих угловых сварных крестообразных соединений с помощью цифровой камеры. Int. J. Усталость. 2008; 30: 1861–1872. DOI: 10.1016 / j.ijfatigue.2008.01.017. [CrossRef] [Google Scholar] 7. Стенберг Т., Барсум З., Балави С.О.М. Сравнение концепций, основанных на локальном напряжении — Влияние мало- и многоцикловой усталости и качества сварки. Англ. Провал. Анальный. 2015; 57: 323–333. DOI: 10.1016 / j.engfailanal.2015.07.022. [CrossRef] [Google Scholar] 8. Ремес Х., Варста П. Статистика геометрии сварного шва для лазерно-гибридных сварных соединений и ее применение в рамках метода напряжения надреза.Weld World. 2010; 54: R189 – R207. DOI: 10.1007 / BF03263505. [CrossRef] [Google Scholar] 9. Донг П. Определение структурных напряжений и численная реализация для анализа усталости сварных соединений. Int. J. Усталость. 2001; 23: 865–876. DOI: 10.1016 / S0142-1123 (01) 00055-X. [CrossRef] [Google Scholar] 10. Радай Д., Сонсино К.М., Фрике В. Последние разработки местных концепций оценки усталости сварных соединений. Int. J. Усталость. 2009; 31: 2–11. DOI: 10.1016 / j.ijfatigue.2008.05.019. [CrossRef] [Google Scholar] 11.Чаттопадхьяй А., Глинка Г., Эль-Зейн М., Цянь Дж., Формас Р. Анализ напряжений и усталости сварных конструкций. Сварка. Мир. 2011; 55: 2–21. DOI: 10.1007 / BF03321303. [CrossRef] [Google Scholar] 12. Сонсино К.М., Фрике В.Ф., де Брюйне Ф., Хоппе А., Ахмади А., Чжан Г. Концепции напряжения с надрезом для оценки усталости сварных соединений — Предпосылки и области применения. Int. J. Усталость. 2012; 34: 2–16. DOI: 10.1016 / j.ijfatigue.2010.04.011. [CrossRef] [Google Scholar] 13. Файард Дж. Л., Биньонне А., Данг Ван К. Критерии расчета на усталость сварных конструкций.Усталость. Англ. Матер. Struct. (FFEMS) 1996; 19: 723–729. DOI: 10.1111 / j.1460-2695.1996.tb01317.x. [CrossRef] [Google Scholar] 14. Лотсберг И., Сигурдссон Г. Кривая S-N напряжений в горячих точках для анализа усталости листовых конструкций. J. Offshore Mech. Arct. Англ. 2006. 128: 330–336. DOI: 10,1115 / 1,2355512. [CrossRef] [Google Scholar] 15. Ниеми Э., Фрике В., Мэддокс С.Дж. Подход структурных напряжений в горячих точках к усталостному анализу сварных деталей. 2-е изд. Springer Singapore; Сингапур: 2018. [Google Scholar] 16.Парк В., Мики К. Оценка усталости крупногабаритных сварных соединений на основе метода эффективного напряжения надреза. Int. J. Усталость. 2008. 30: 1556–1568. DOI: 10.1016 / j.ijfatigue.2007.11.012. [CrossRef] [Google Scholar] 17. Schijve J. Прогнозирование усталости сварных соединений и концепция эффективного напряжения надреза. Int. J. Усталость. 2012; 45: 31–38. DOI: 10.1016 / j.ijfatigue.2012.06.016. [CrossRef] [Google Scholar] 18. Кранц Б., Сонсино К.М. Проверка значений FAT для применения концепции напряжения надреза с эталонными радиусами Rref = 1.00 и 0,05 мм. Сварка. Мир. 2010; 54: R218 – R224. DOI: 10.1007 / BF03263507. [CrossRef] [Google Scholar] 19. Таддесс А.Т., Чжу С.П., Ляо Д., Кештегар Б. Анализ надрезов на основе циклических пластических зон и модель эволюции повреждений для прогнозирования усталостной долговечности металлов. Матер. Des. 2020; 191: 108639. DOI: 10.1016 / j.matdes.2020.108639. [CrossRef] [Google Scholar] 20. Нюканен Т., Бьорк Т. Оценка усталостной прочности стальных стыковых сварных соединений в состоянии после сварки — альтернативные подходы к подгонке кривой и анализу влияния среднего напряжения.Mar. Struct. 2015; 44: 288–310. DOI: 10.1016 / j.marstruc.2015.09.005. [CrossRef] [Google Scholar] 21. Сепе Р., Вибесик Дж., Сонсино К.М. Численное и экспериментальное подтверждение остаточных напряжений лазерных сварных соединений и их влияние на усталостные характеристики. Усталость. Англ. Матер. Struct. DOI 2019: 10.1111 / ffe.13180. [CrossRef] [Google Scholar] 22. Ливиери П., Лаззарин П. Усталостная прочность сварных соединений стали и алюминия на основе обобщенных коэффициентов интенсивности напряжений и значений энергии локальной деформации.Int. J. Fract. 2005. 133: 247–276. DOI: 10.1007 / s10704-005-4043-3. [CrossRef] [Google Scholar] 23. Ляо Д., Коррейя Дж.А.Ф.О., Де Хесус А.М.П., Берто Ф. Последние достижения в области эффектов надреза при усталости металла: обзор. Усталость. Англ. Матер. Struct. (FFEMS) 2020; 43: 637–659. DOI: 10.1111 / ffe.13195. [CrossRef] [Google Scholar] 24. Сингх П.Дж., Гуха Б., Ачар Д.Р.Г. Прогнозирование усталостной долговечности с использованием двухэтапной модели для крестообразных соединений AISI 304L с различной геометрией галтеля, разрушение на носке. Усталость. Англ.Матер. Struct. (FFEMS) 2003; 8: 69–75. DOI: 10,1179 / 136217103225008928. [CrossRef] [Google Scholar] 25. Янг J.Y., Лоуренс Ф.В. Аналитические и графические средства расчета сварных конструкций на усталость. Усталость. Англ. Матер. Struct. (FFEMS) 1985; 8: 223–241. DOI: 10.1111 / j.1460-2695.1985.tb00424.x. [CrossRef] [Google Scholar] 26. Европейский комитет по стандартизации (CES) EN 1993-1-9: 2005 Еврокод 3: Проектирование стальных конструкций — Часть 1–9: Усталость. CES; Брюссель, Бельгия: 2005. [Google Scholar] 27. Хоббахер А.F. Новые рекомендации IIW по оценке усталости сварных соединений и компонентов — недавно обновленный всеобъемлющий кодекс. Int. J. Усталость. 2009. 31: 50–58. DOI: 10.1016 / j.ijfatigue.2008.04.002. [CrossRef] [Google Scholar] 28. Фрике В. IIW Рекомендации по оценке усталости сварных конструкций с помощью анализа напряжения надреза. Издательство Woodhead Publishing; Состон, Кембридж, Великобритания: 2012. С. 2–41. [Google Scholar] 29. Руководство Fricke W. IIW по оценке усталости корня шва. Сварка. Мир. 2013; 57: 753–791.DOI: 10.1007 / s40194-013-0066-у. [CrossRef] [Google Scholar] 30. Международная организация по стандартизации (ISO) EN ISO 9692-1: 2013 Сварка и родственные процессы — Типы подготовки стыков — Часть 1: Ручная дуговая сварка металла, дуговая сварка металла в защитных газах, газовая сварка, сварка TIG и сварка сталей пучком. Международная организация по стандартизации; Женева, Швейцария: 2013 г. [Google Scholar] 31. Петерсон Р. Расчетные факторы концентрации напряжений. 2-е изд. Wiley; Нью-Йорк, Нью-Йорк, США: 1974. [Google Scholar] 32.Уилсон И.Х., Уайт Д.Дж. Коэффициенты концентрации напряжений для буртиков и канавок в пластинах. J. Eng. Мех. 1979; 8: 43–51. [Google Scholar] 33. Нода Н.А., Такасе Ю., Монда К. Коэффициенты концентрации напряжений для галтели заплечика круглого и плоского проката при различных нагрузках. Int. J. Усталость. 1997. 19: 75–84. DOI: 10.1016 / S0142-1123 (97) 82050-6. [CrossRef] [Google Scholar] 34. Абдул-Михсейн М.Дж., Феннер Р.Т. Некоторые решения граничных интегральных уравнений для трехмерных задач концентрации напряжений. J. Strain Anal.Англ. Des. 1983; 18: 207–215. DOI: 10.1243 / 030V184207. [CrossRef] [Google Scholar] 35. Хасебе Н., Сугимото Т., Накамура Т. Концентрация напряжений в задачах продольного сдвига. J. Eng. Мех. 1987. 113: 1358–1367. DOI: 10.1061 / (ASCE) 0733-9399 (1987) 113: 9 (1358). [CrossRef] [Google Scholar] 36. Уширокава О., Накаяма Э. Фактор концентрации напряжений в сварных соединениях. Ishikawajima – Harima Eng. Ред. 1983; 23: 351–355. [Google Scholar] 37. Цуджи И. Оценка коэффициента концентрации напряжений в подошве сварного шва угловых сварных соединений, не несущих нагрузки.Пер. West-Jpn. Soc. Нав. Archit. 1990; 80: 241–251. [Google Scholar] 38. Иида К., Уэмура Т. Формулы коэффициента концентрации напряжения, широко используемые в Японии. Усталость. Англ. Матер. Struct. 1996; 19: 779–786. DOI: 10.1111 / j.1460-2695.1996.tb01322.x. [CrossRef] [Google Scholar] 39. Бреннан Ф.П., Пелетиеша П., Хеллиерб А.К. Прогнозирование коэффициентов концентрации напряжений на носке сварного шва для Т-образных и косых Т-образных соединений. Int. J. Усталость. 2000. 22: 573–584. DOI: 10.1016 / S0142-1123 (00) 00031-1. [CrossRef] [Google Scholar] 40.Лотсберг И. Коэффициенты концентрации напряжений в сварных швах трубопроводов и резервуаров, подверженных внутреннему давлению и осевой силе. Mar. Struct. 2008. 21: 138–159. DOI: 10.1016 / j.marstruc.2007.12.002. [CrossRef] [Google Scholar] 41. Лотсберг И. Концентрации напряжений в стыковых швах трубопроводов. Mar. Struct. 2009. 22: 335–337. DOI: 10.1016 / j.marstruc.2008.06.008. [CrossRef] [Google Scholar] 42. Теран Г., Альбитер А., Куаматци-Мелендес Р. Параметрическая оценка коэффициентов концентрации напряжений в Т-образных сварных соединениях.Англ. Struct. 2013; 56: 1484–1495. DOI: 10.1016 / j.engstruct.2013.06.031. [CrossRef] [Google Scholar] 43. Boccarusso L., Arleo G., Astarita A., Bernardo F., De Fazio P., Durante M., Minutolo FMC, Sepe R., Squillace A. Новый подход к изучению влияния морфологии сварного шва на усталость поведение стыковых соединений, сваренных лазерной сваркой Ti – 6Al – 4V. Int. J. Adv. Manuf. Technol. 2017; 88: 75–88. DOI: 10.1007 / s00170-016-8764-4. [CrossRef] [Google Scholar] 44. Yu Y.X., He B.L., Zhang X.D., Lei S.Y. Расчет методом конечных элементов коэффициента концентрации напряжений сварных стыковых соединений магниевого сплава.Adv. Матер. Res. 2014; 989: 935–938. DOI: 10.4028 / www.scientific.net / AMR.989-994.935. [CrossRef] [Google Scholar] 45. Кияк Ю., Мадиа М., Цербст У. Расширенные параметрические уравнения для коэффициентов концентрации напряжений в подошве сварного шва и распределения напряжений по толщине в сваренных встык пластинах, подверженных растягивающей и изгибающей нагрузке. Сварка. Мир. 2016; 60: 1247–1259. DOI: 10.1007 / s40194-016-0377-х. [CrossRef] [Google Scholar] 46. Пачуд А.Дж., Мансо П.А., Шлейс А.Дж. Новые параметрические уравнения для оценки коэффициентов концентрации напряжения надреза в стыковых сварных соединениях, моделирующие профиль сварного шва шлицами.Англ. Неудача Анал. 2017; 72: 11–24. DOI: 10.1016 / j.engfailanal.2016.11.006. [CrossRef] [Google Scholar] 47. Вэйчэн К., Чжэнцюань В., Мансур А.Э. Коэффициент концентрации напряжений в пластинах с поперечным перекосом стыковых швов. J. Constr. Steel Res. 1999; 52: 159–170. [Google Scholar] 48. Лотсберг И. Концентрации напряжений из-за перекоса в стыковых швах металлизированных конструкций и кольцевых швах в трубных изделиях. Int. J. Усталость. 2009. 31: 1337–1345. DOI: 10.1016 / j.ijfatigue.2009.03.005. [CrossRef] [Google Scholar] 49.Керит М., Кокумер О., Генель К. Эффекты концентрации напряжений дефекта подрезки и арматурного металла в стыковом сварном соединении. Англ. Провал. Анальный. 2010. 17: 571–578. DOI: 10.1016 / j.engfailanal.2009.10.010. [CrossRef] [Google Scholar] 50. Уильямс М.Л. Особенности напряжений, возникающие в результате различных граничных условий в угловых углах пластины при растяжении. J. Appl. Мех. 1952; 19: 526–528. [Google Scholar] 51. Северин А., Мольски К.Л. Особенности упругих напряжений и соответствующие обобщенные коэффициенты интенсивности напряжений для угловых углов при различных граничных условиях.Англ. Фракция. Мех. 1996; 55: 529–556. DOI: 10.1016 / S0013-7944 (96) 00035-5. [CrossRef] [Google Scholar]

OxyFuel Flat Position Welding: Maine Welding Company

Кислородно-топливная сварка в плоском положении

Сварка OxyFuel в горизонтальном положении выполняется с верхней стороны стыка. Поверхность сварного шва приблизительно горизонтальна.

Сварные швы.

Для того, чтобы обеспечить удовлетворительные сварные швы на поверхности листа, следует тщательно поддерживать движение раструба, угол наклона и положение сварочного пламени над лужей расплава.Сварочную горелку следует отрегулировать таким образом, чтобы обеспечить необходимый тип пламени для конкретного свариваемого металла.

Сварные швы с узким швом выполняются путем подъема и опускания сварочного раструба легкими круговыми движениями при продвижении вперед. Наконечник должен образовывать угол примерно 45 градусов с поверхностью пластины. Пламя будет направлено в направлении сварки (рис. 11-11 и 11-12).

Чтобы увеличить глубину сварки, увеличьте угол между наконечником и поверхностью пластины или уменьшите скорость сварки.Размер лужи не должен быть слишком большим, потому что это приведет к тому, что пламя прожигает пластину. Правильно выполненный сварной шов без присадочного стержня будет немного ниже верхней поверхности пластины. При сварке валиком с присадочным прутком видны наросты на поверхности.

При выполнении сварного шва сварочным прутом на поверхности должна образоваться небольшая лужа (рис. 11-12). Сварочный стержень вставляется в лужу, и опорная пластина и стержень плавятся вместе. Горелку следует слегка перемещать из стороны в сторону, чтобы добиться хорошего плавления.Размер валика можно контролировать, изменяя скорость сварки и количество металла, наплавленного из сварочного стержня.

Стыковые сварные швы.

Для выполнения стыковых швов в плоском положении используются несколько типов соединений.

Следует использовать прихваточные швы для выравнивания пластин. Более легкие листы должны располагаться на расстоянии, чтобы учесть сжатие металла сварного шва и, таким образом, предотвратить коробление.

Для выбора количества проходов (рис. 11-8) при стыковой сварке стальных листов следует использовать следующую инструкцию:

Толщина плиты, дюйм.	Количество проходов
От 1/8 до 1/4	1
С 1/4 до 5/8	2
С 5/8 по 7/8	3
С 7/8 до 1-1 / 8	4

Положение сварочного стержня и наконечника горелки при выполнении плоского стыкового соединения показано на рисунке 11-13.

Дуговая сварка пластин встык в вертикальном положении шва снизу вверх, без скоса кромок. Вопросы

Поперечные напряжения при однопроходной сварке встык

Поперечные напряжения при однопроходной сварке встык

Сварка пластин в тавр различными швами, сварка пластин под угол

ДУГОВАЯ НАПЛАВКА ВАЛИКОВ И СВАРКА ПЛАСТИН ПОКРЫТЫМИ ЭЛЕКТРОДАМИ В НИЖНЕМ, НАКЛОННОМ, ВЕРТИКАЛЬНОМ ГОРИЗОНТАЛЬНОМ ПОЛОЖЕНИЯХ ШВОВ.

Сварка пластин без разделки кромок. — Студопедия

Выбор способа дуговой сварки пластин из стали 20Х13

Горячая плита для стыковой сварки Corzan CPVC

Принцип термопластической сварки

Горячая плита (стыковая) сварка

Основы горячей (стыковой) сварки Corzan

Оборудование

Подготовка материалов

Сварочный процесс

Оптимальное время нагрева

Оптимальное время сварки

Сварка листов и труб Corzan

Сравнение динамической характеристики пластин, сваренных встык и сварных швов

Характеристики обратного валика при стыковой сварке толстого листа при различных условиях подкладки

(PDF) Исследование запаса компенсации при стыковой сварке толстых стальных листов при строительстве судов.

Дизайн — Часть 3 — TWI

Коэффициенты концентрации напряжений для сварных встык пластин, подвергающихся растягивающим, изгибающим и сдвигающим нагрузкам

Реферат

1. Введение

2. Общие допущения

3. Численное моделирование методом конечных элементов и некоторые численные результаты

3.1. Нагрузка при растяжении и изгибе

Таблица 1

3,2. Срезающая нагрузка

Таблица 2

4.

4.1. Эффекты сингулярности на носке сварного шва

4.2. Общая форма формул SCF

4.3. Проверка аппроксимирующих формул

Таблица 3

Таблица 4

4 Таблица сравнения 5 A3) (*) к результатам

5. Обсуждение

5.1. Преобразование измеряемых параметров сварного шва в теоретические

5.2. Сравнение текущих результатов SCF с другими решениями

Таблица 6

6. Выводы

Благодарности

Номенклатура

Приложение A

+ 23.927t0 = θ2−61,415θ3 + 58,649θ4−25,829θ5 + 4,425θ6

Вклад авторов

Финансирование

Конфликт интересов

Ссылки

OxyFuel Flat Position Welding: Maine Welding Company

Кислородно-топливная сварка в плоском положении

Добавить комментарий Отменить ответ