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焊接结构教学笔记-哈工大

时间:2011-03-10

前言 第一章 绪论 第二章 焊接应力勺坐形 S24 内应力及变形的一些基本概念 一、内应力及其产生原因 二、自由变城外观变形和内部变形 三、长板条在不均匀温度场作用下的变形和应力 四、焊接引起的内应力及变形 52—2 焊接残余变形 一、焊接残余变形的分类和研究焊接残余变形的意义 二、纵向收缩变形及它所引起的挠曲变形 三、横向收缩变形及其产生的烷曲变形 四、角变形 五、波浪变形 六、焊接错边 七、熙效形受形(组曲变形) 八 预防焊接变形的措施 九、矫正焊接变形的方法 S 2—3 焊接残余应力 一、焊接残余应力的分布 二、焊接残余应力的影响 戈在焊接过程中调节内应力的措施 四、焊后消除焊接内应力的方法 五、焊接残余应力的测定 第三章焊接接头 53—1 焊接接头的一般性能 二、焊接接头的不均匀性及其力学行为 三 t 焊缀及接头的基本型式 5i—2 焊接接头的工作应力分布和工作性能 一、应力集中的概念 二、电弧焊接接头的工作应力分布职工作性能 王、接触焊接头的工作交力分布和工作性能 四、铆焊联合结构与铆焊联合接头 53—5 焊接接头静载强度计算 一、工作焊缝和联系焊缝 置、焊接接头强度计算的假设 王、电弧焊接头的静载强度计算 四、接触焊接头的静载强度计算 63—4 焊缝许用应力 53—5 焊缝代号 第四章 焊接结构的脆性断裂 544 脆断事故和研究脆断助意义 54—2 金属材料的断裂及其影响因素 一、金属材料断裂的形态特征

二、影响金属脆断的主要因素 54—3 金属材料的脆性断裂的能量理论 54—4 材料断裂的评定方法 一、转变温度方法 二、断裂力学方法 54 七 焊接结构的特点及其对脆断的响 一、与铆接结构相比焊接结构具有刚性大与整体性强的特点 二、焊接结构制造工艺的特点 54—6 焊接结构抗开裂做能与止裂性能的评定方法 一、脆性断裂的产生(引发)、扩展和停止 二、焊接结构的两种设计原则 三、焊接接头抗开裂性能试验 四、止裂试验 S4—7 预防焊接结构脆性断裂的措施 一、正确选用材料 二、采用合理的焊接结构设计 三、用断裂力学方法评定结构安全性 第五章 焊接接头和结构构疲劳强度 B5—1 研究本问题的意义 55—2 疲劳断裂的过程和断口特征 55—3 在焊接结构中疲劳限的常用表示法 一、 基本概念 置、疲劳强度的常用表示法 S 5—4 焊接接头的疲劳强度计算 55—5 断裂力学在疲劳裂纹扩展研究中的应用 一、裂纹的 V 临界 6”展 二、疲劳裂纹扩展特性 d e/dy—Ax 曲线的一般义系 三、疲劳裂纹扩展寿命的估算 55 书 影响焊接接头疲劳强度的因素 一、压力集中的影响 三、近绽 K 金属性能变化的彤响 三、残余应力的影响 M、缺陷阴影响 5 卜 7 提高好接接头疲劳强度的措施 一、防低应力纪甲 二、N 整残余应力场 三、改善材料的机械性能 回、特殊保护措施 6 六章 机器焊接结构 66—.1 焊接结构的合理性分析 一、从结构张度万面分折结构的合理性 三、焊接结构的制造工艺性及经济性 56—2 焊接机器

一.机身的一般要求 二、切削机床的焊接机身 三、锻压设备焊接机身 N、柴油机机身 五、减速器相体 56—3 焊接容器 一、曲壁容器 二、厚壁容器 三、多层容器 D、球形容器 56—4 焊接旋转体 一、齿轮、反常轮和飞轮 二、水轮机工作轮 : .汽轮机转子 四、水轮发屯机转子支架 五、鼓简 56—5 薄板结构 一、薄板结构的局部稳定性 二、薄板结构的工艺性 三、薄板结构实例 56·6 电渣焊结构 一、电掩焊接头形式 二、电渣焊结构的合理性分析 三、电渣好机器部件实例 第一章 绪 论 焊接技术在工业中应用的历史并不长,但它的发展却是非常迅速的。在短 短的几十年中焊接已在许多工业部门的金属结构中,如建筑钢结构,船体,铁 道车辆,压力容器中几乎全部取代了铆接。不仅如此,在机器制造业中,不少 过去一直用整铸整锻方法生产的大型毛坯改成焊接结构,大大简化了生产工 艺,降低了成本。在这方而,我国在解放后的三十多年中取得了很大的进展。 早在五十年代末和六十年代初, 我国就设计制造出焊接的 72500 千瓦水轮机工 作轮,i2000 吨水压机(见图 1—1)。六十年代中和七十年代初,又分别用小锻 件和小铸件拼焊了 125000 千瓦汽轮机转子和重达 120 吨的大型水轮机工作轮 (图 l—2)。许多尖端技术如宇航、核动力等如果不采用焊接结构,实际上是不 能实现的,图 1—3 为反应堆压力容器焊接结构。焊接在整个工业中的地位还 可以从这样一个事实来判断, 即世界主要工业国家每年生产的焊接结构约占钢 产量的 45%左右。焊接结构之所以有如此迅速发展是因为它具有一系列优点。 与铆接结构相比它可以节省大量金属材料。例如起重机采用焊接结构,其重量 往往可以减轻 15—20%,建筑钢结构—般可减轻 l0 一 20%。其原因在于焊接 结构不必打铆钉孔,材料截面得到充分利用;此外,它也不需要象角钢那样的 辅助材料(图 1—4);而且,焊缝金属的重量一般比铆钉轻。其次,焊接结构生 产不需打孔,划线的工作量也比较少,因此比较省工。焊接设备一般亦比铆接 生产所需的大型设备如多头钻床等的投资低。最后,焊接结构具有比铆接结构 好得多的密封性。这是压力容器特别是高温高压容器不可缺少的条件。与铸件

相比焊接结构生产不需要制作木模和砂型也不需要专门熔炼、 浇铸, 工序简单, 生产周期短。这一点对于单件和小批量生产特别明显。其次,焊接结构比铸件 节省材料。一般情况下它比铸钢轻 20 一 30%以上,比铸铁件轻 50 一 60%。 这主要是因为焊接结构的截面可以按设计的需要来选取, 不必象铸件那样因工 艺的限制而加大尺寸,也没有必要采用过多的筋板和过大的园角。焊接车间所 用的设备和厂房投资一般都比生产同样重量毛坯的铸造车间低。最后,采用轧 制材料的焊接结构的材质一般比铸件好。 即使不用轧材, 用小铸件拼焊成大件, 小铸件的质量也比大铸件容易保证。与锻件相比情况大致相仿。下面举几个实 。oo 吨水压机的下横粱采用 例来说明采用焊接结构以小拼大的经济效果。12, 焊接结构净重 260 吨,而采用铸钢件则重达 470 吨,重量减轻将近 45%。又 例如,大型水轮机空心主轴,净重达 47.3 吨(图 l—5)可以用三个方案来制造: 1.全锻,2.由两个铸钢法兰与锻造轴简拼焊;3.轴筒由厚板弯成两个半筒,焊 成一个整简,然后与铸钢法兰拼焊。三个方案无论从材料消耗到大型机床的加 工工时都有相当大的差别(见表 1—1)。整锻方案首先需要大钢锭。钢锭大所需 浇冒口也大,因此消耗钢材最多。同时因为毛坯不易保证尺寸精确度,故加工 裕量最大,占用大型机床的时间亦最长。而采用厚钢板筒身和铸造法兰拼焊最 为经济。 在一般情况下, 成批生产采用铸造的成本较低, 比采用焊接结构经济。 但这也不是绝对的。例如暖气片用薄板冲压成形再用接触焊焊接,不但生产率 高,而且可以减轻重量三分之二。如果板材供应充足,比铸造合算(图 1—6)。 压型焊接结构在成批生产中取代铸件很有发展前途。 焊接结构还有一些用别的工艺方法难以达到的优点。例如,焊接结构可以 在同一个零件上,根据不同要求采用不同的材料或分段制造来简化工艺。举两 个实例来说明:大型齿轮的轮缘可用高强度的耐磨优质合金钢,而其它部分则 可用一般钢材来制造。这样既提高了齿轮的使用性能,又节省了优质钢材。拖 拉机的半轴(图 l—7)的一瑞有花健轴孔,如果采用整料就无法用拉刀加工。如 果改成拼悍,可先用拉刀将花键孔加工完,然后再用摩擦焊与另一端焊成一个 整体则可简化工艺提高工件质量。有些型材如果采用焊接结构比轧制经济。例 如用宽扁钢与钢板焊成的大型: 工字钢(高度大于 70 cm)往往比轧制的成本低。 又如大型锅炉的水玲壁(图 1—8)采用无缝钢管加焊板条的办法来制造(图 1— 86)往往比用轧制的鳍片管(图 I—8。 )来制造要经济。 因为鳍片管的价格比无缝 钢管低很多。焊接结构有自己的特点,只有正确地认识切实地掌握它的特点, 才能设计制造出性能良好经济指标高的焊接结构。 历史上许多焊接结构失效的 事例追其根源,多数与结构未能考虑焊接结构的特点有关。有的焊接结构照搬 铆接结构的设计,结果肇成事故。至于由于因袭旧结构的形式造成浪费的例子 很多,如不必要地加大焊缝尺寸,随便加焊筋板等等就更不胜举了。 焊接结构的主要特点可以归纳为下列几点。 一、 焊接结构的应力集中变化范围比铆接结构大 这是因为铆钉孔周围的 应力集中系数变化较少。而焊接结构与铆接结构不同,焊缝除了起着类似铆钉 的连接元件作用之外,还与基本金属组成一个整体,并在外力作用下与它一起 变形,因此焊缝的形状和焊缝的布置就必然会影响应力的分布,使应力集中在 较大的范围内变化。应力集中对结构的跪性断裂和疲劳有很大的影响。从断裂 力学角度来分析,应力集中区域内的裂纹(这在焊接结构上的可能性是比较大 的)的应力强度因子要比在同样的外载条件下平滑构件上尺寸相同的裂纹的应 力强度因子大(图 1—g)。采取合理的工艺和设计,可以控制焊接结构的应力集

中及提高其强度和寿命。 二、焊接结构有较大的焊接应力和变形,绝大多数焊接方法都采用局部加 热,故不可避免地将产生内应力和变形。焊接应力和变形不但可能引起工艺缺 陷, 而且在一定条件下将影响结构的承裁能力: 诸如强度, 刚度和受压稳定性。 除此以外还将影响到结构的加工精度和尺寸稳定性。因此,在设计和施工时充 分考虑焊接应力和变形这一特点是十分重要的。 三、 焊接结构具有较大性能不均匀性 由于焊缝金属的成分和组织与基本 金属不同,以及焊接接头所经受的不同热循环和热塑性应变循环,焊接接头的 不同区域具有不同的性能,形成了一个不均匀体。它的不均匀程度远远超过铸 件和锻件。 这种不均匀性对结构的力学行为特别是断裂行为必须予以足够的重 视。 四、焊接接头整体性强 这是焊接结构区别于铆接结构的一个重要特性。 这个特件一方面赋予焊接结构高密封性和高刚度,另一方面又带来了问题,例 如止裂性能不如铆接结构好。裂纹一旦扩展就不易制止,而铆接缝往往可以起 到限制扩展的作用。 本课程的第二、三、四、五章将从几个方面来论述焊接结构的主要特性, 阐述其规律和原理并介绍控制它们的途径。第六章介绍典型焊接结构的实例, 通过这些实例使学生更好地掌捏焊接结构的特点, 为正确分析焊接结构的工艺 性和构造合理性,为解决有关设计和工艺问题打好基础。 第二章 焊接应力与变形 52—1 内应力及变形的一些基本概念 一、内应力及其产生原因 内应力是在没有外力的条件下平衡于物体内部的应力。 这种应力存在于许 多工程结构中,如铆接结构、铸造结构、焊接结构等。内应力按其分布范围可 分为三类:第一类内应力,它在较大的范围内平衡,这个范围大小可以与物体 尺寸来比量,故称之为宏观内应力。第二类内应力,它的平衡范围大小可以与 晶粒尺寸来比量。第三类内应力,它的平衡范围更小,其大水可与品格尺寸来 比量。第—类内应力研究得比较多。内应力按其产生原因可分为温度应力和残 余应力等几种 (一)温度应力(热应力) 温度应力是由于构件受热不均匀引起的。举一个简单例子来说明。图 2— I,是一个金属框架,如果只让框架的中心杆件受热,而两侧杆件的温度保持 不变, 则前者由于温度上升而伸长, 但是这种伸长的趋势受到两侧杆件的阻碍, 不能自由地进行,因此中心杆件就受到压缩,产生压应力。而两侧杆件在阻碍 中心杆件膨胀伸长的同时受到中心杆件的反作用而产生拉应力在框架中互相 平衡,就构成了内应力。因为这是由于不均匀温度造成的,所以称之为温度应 力或热应力。如果温度应力不高(低于材料的屈服极限),在框架里不产生塑性 变形,那么,当框架的温度均匀化以后,热应力亦随之消失。热应力比较广泛 地出现在各种温度不均匀的工程结构中。 (二)残余应力 如果不均匀温度场所造成的内应力达到材料的屈服限, 使局部区域产生塑 性变形。当温度恢复到原始的均匀状态后,就产生新的内应力。这种内应力是 温度均匀后残存在物体中的,故称之为残余应力。以图 2—l 的金属框架为例, 如果中心杆件加热产生的压应力达到材料的屈服限, 杆件中将出现压缩塑性变

形。当杆件温度恢复到原始状态时,若任其自由收缩,那么它的长度必然要比 原来的短。这个差值就是中心杆件受压缩塑性变形量。实际上框架两侧杆件阻 碍着中心杆件自由收缩,使它受到拉应力。而两侧杆件本身,则由于中心杆件 的反作用而产生压应力。这样,就在框架中形成了一个新的内应力体系,即残 余应力。 我们知道金属在相变时其比容也有所变化,也就是说其尺寸有所变化。如 果温度升高,使局部金属发生相变,伴随这种相交所出现的体积变化将产生新 的内应力。当温度恢复到原始状态后,如果相变的产物还保留下来,那么这个 金属框架将产生相变应力。它也是残余应力的一种。 二、自由变形、外观变形和内部变形 物体在某些外界条件(如应力、温度等)的影响下变化都有一定的规律性。 当某一金属物体的温度有了改变,或发生了相交,它的尺寸和形状就要发生变 化,如果这种变化没有受到外界的任何阻碍而自由地进行,这种变形称之为自 由变形。以杆件为例,当温度为 T0 时,其长度为 L。 ,当温度由 T。升至 T1 时,如不受阻碍,其长度将由。增长至正 l,这段长度的改变就是自由变形, 其大小可用下列公式来表示: 式中 。——金属的热膨胀系数,它的数值随材料而异,在不同温度箔况下其 数值也有一定程度的变化。 而自由变形率即单位长度上的自由变形量,用 e7 来表示: 当金属物体在温度变化过程中受到阻碍,使它不能完全自由地变形,只能 够部分地表现出来(见图 2—26),我们把能够表现出来的这部分变形,罚;之 为外观变形,用 All 表示。其而未表现出来的那部分变形,我们称之为内部变 形。它们的数值是自由变形和外观变形之差,因为是受压故为负值,可用下列 公式表示: 同样内部变形率用下式来表公 应力和应变之间的关系可以从材料试验的应力一应变图中得如。 以低碳钢 为例,当应变在弹性范围以内时,应力与应变是直线关系,可以用虎克定律来 表示:对于低碳钢一类材料,应力一应变曲线可以简化为图 2—3 线,即当试 伟中的应力达到材料的屈服限吨后不再升高。 当金属杆件在加热过程中受到阻 碍,其长度不能自由增长,则在杆件中特产生内部变形,如果内部变形军的绝 对创、于金属屈服时的变形串,说明杆件中受到小于的应力。当杆件温度从 7l 恢复到 7。时,如果允许杆件自由收纸则秆件将恢复到原来长度 l。 ,杆件中 也不存在应力。假如位杆件温度升得较高,达到,使杆件中的内部变形串大于 金属屈服时助变形串,即。在这种情况下,杆件中不但产生达到屈服极限的应 力,问时还产生压缩塑性变形,其数值为在杆件温度由恢复到的过程中,若允 许其自由收缩,最后秆件比原来长度缩短,秆件中也不存在内应力。 三、长板条在不均匀温度场作用下的变形和应力 前面分析的是一根金属杆件在均匀加热过程中, 受到约束而发生应力和变 形的情况。现在再来分析一个金属长板条受不均匀温度场作用时,其变形和应 力的情况。我们分析一个长度比宽度大得多的板免这样除了两个端部以外,可 根据“材料力学”中朋平面假设原理即当构件受纵向力或弯矩作用 gb 变形时, 在构件中的乎截面始终保持是平面)来进行分析。 (一)在长板条中心加热 图 2—4 所示厚度为 6 的长板条,在其中间沿长度上用电阻丝进行间接加

热,则在板条横截面上将出现一个中间高两边低的不均匀温度场,而沿板条长 度方向的温度分布可视为均匀的。关于这个板条的变形和应力的情况,我们可 以从板条中切出一单位长度的小段来进行分析。 假设这个金后板条是由若干互不相连的小窄条组成, 则每极小窄条都可以 按着自己被加热到的温度自由变形,其结果使单位长度板条淄面出现图 2—5d 所示的曲面,c r=ey。实际上,组成板条的小窄条之间是互相牵连和约束的整 体,截面必须保持平面。内 1:温度场杯板条上的分布是对称的,故端面只作 平移。移动距离为 f‘。曲线 5r 与 q 之间的差距为应变。行线以上的为负恢, 产生庆应力。平行线以下的为正慎,产生拉应力。在这种情况下,板条中间受 压两例即。这三个区域的应力相互平衡,即平行线以上的面积和平行线以下的 面积相等,见图 2—56。如果己知温度分布是:朗函数 7=/(z),则应力的平 衡条件可以用放学因为温度场对称于中心软,故 h=G。nst,截面只作平移, 外观应变 e 可以从方程式(2—2)求出。代入(2—1)则可求出各点的内应力值。 由上述可知,加在板条上的不均匀温度场,将使板条产生内应力和变派如 果—卜述温度场在金属板条中所引起的内应力。小于金属的屈服极限。,当加 · 热电源断开以后,板条逐渐冷却,恢复到原来购温度,此时板条亦将恢复到原 来长度,应力和变形均将消失。如果加在板条上的不均匀温度场使板条中心部 分受热较高,则在板条中心“G”区内产生较大的内部变形,使“c”区中的内 部变形牢‘大于金属屈服限时的变形率 c· 。这种情况讨在图 2—5c 中看出。则 在“c”区中将产生塑性变形。塑性变形区的宽度 c 的大小和塑性交形的分布 可按公式(2—2)相加倍正来求得。内应力在。此时我们把加热电源开,让板条 渐渐冲却。由于在板条“c”区巾产生压缩塑性交形,当板条温度恢复到原始 温度后,应力和变形就不能象上述情况那样消失。如果允许其自由收缩,枝条 “c”区的长度将比原来短,其缩短量等子温度场存在时所产生的压缩塑性变 形量。此时板条端面就成了一个中心凹的曲面。实际上板条是一个整体,区的 收缩受到两侧金属的限制,截面保持为平画,因此出现了新的变形和应力。板 条中心部分受拉.两侧受压,这个新的平衡应力系统就是残余应力。为残余外 观应变量。残余应力和变形也可用数学方程式来表达。乎衡条件:由于 ff 的分 布对称于中心轴,故截面同样只作平移,c5=c。nsl。可从(2—d)和(2—3)式中 求出残余应变和应力。 根据上述两种情况分析,可以归纳如下:在板条中心 对称加热时,板条中产生温度应力,中心受压,两边受技。同时平板端面向外 平移(伸长)。如果此时不产生塑性变形,即当温度恢复到原始状态后,内应力 稍失,乎板端面亦恢复到原来的位置。如果此时产生理性变形,即 12L>q, 当温度恢复到原始状态时,还会出现由于不均匀塑性变形引起的残余应力,其 将号与温度应力大致相反,同时板条端面向内平移(缩短),即为残余变形。 (二)非对称加热(一侧加热) 在图 2—6 所示长板条一例用电阻丝间接加热,则在长板条中产生对断面 中心不对称的不均匀温度场,它格使板条产生变形和应力。它们也应符合内应 力平衡和平面假设原则,此板条端面亦有一个位移。位移的大小受内应力必须 平衡这一条件所制约,因而不是任意的。因 2—66、c 所示情况,它们只能产 生两个符号相反,而不作用在同一直线上的力,这样就构成了不平衡力矩,因 此是不可能的。图 2—6J 所示情况,形成了三个正负相间的应力区,只有在这 种条件下内应力才可能平衡。 在这种情况下, 极条的外观变形不仪有端面平移, 还有角位移。板条沿长度上就出现了弯曲变形(图 2—6‘)。如果已知温度按 y

=/(x)分布, 则板条的应力与变形可用数学方式来表达。 内应力的平街条件为: 将(2—7)式代入(2—5),(2—6)解联立方程即可求出 e,,c,p,进一步求 。 出内应力的分 从图 2—6 中不难看出板条的平均伸长率为: 如果在加热时板系中的内部变形串小于金屑屈服限时的变形串 e。则当温 度恢复到原始温度时,板条中不存在残余应力,也不出现残余变形。如果在加 热时,板条中的内部变形串 e 大于金属屈服时的变形率:,则板条中将出现压 . 缩塑性变形。冷却时,板条恢复到原始温度,其中将出现成余应力。板条也产 生残余弯曲变形和收缩变形,但方向与加热时相反(见图 2—7)。变形位置则由 平衡条件来决定。 四、焊接引起的内应力及变形 (一)焊接应力与变形的特殊性 焊接应力和变形与上述不均匀温度场引起的应力和变形的基本规律是一致 的,但是前者更为复杂。其复杂性首先表现在焊接时的温度变化范围比前面分析 的情况要大得多,在焊缠上最高温度可高达材料的沸腾点,而离开热源温度急剧 下降宣至室温。金属在高温下性能随温度发生变化,迅速厂降。为了分析方便通 常用一条水平线和一条斜线(图上的虚线)组成的折线来简化。假设在 500Ic 以 .则用一条斜 下。 .为一常量,而 5000c 至 6000c 久宜线下降到零。而钦合金的。 线来简化。图中铝合金的。 .曲线末作简化。这些变化必然会影响到整个焊接过 程中的应力分布,使问题复杂化。下面将举低碳钢作为例子进行分抓设有一低碳 钢乎板条,沿中心线进行焊接。在焊接过程中出现一个温度场。在接近热源处取 一横截面。该裁面上的温度如图 2—9 所示。按照长板条中心加热时的应力和变 。 形分折的基本方法, 可找出该截面附近金属单元体的自由变形 G7 和外观变形 f。 假设港面从 JJ’平移到 JlJ2,则 dJ:即为 q。在 DD’区域内,金属的温度超过 6000c,,可视为零,不产生应力。因此这个区域不参加内应力的乎衔。Dc 和 o’ 。 c’区域,温度从 6000c 阵至 500Y,屈服极限迅速从零上升到室温时的数值。因 此在这两个区域里内应力的大小是随久的增加而增加的。在 c6 和 G‘5’区域内 le.一 f7[>、 ,故内应力为室温时的。,保持不变。J5 和 J’j“区域中金属完全 . 处于弹性状态,内应力正比于内部破变值。 焊接时的温度变化范围大的另一个影响是可能出现相变。 桶变结果将引起许多 物理和力学参量的变化。这是前面分析中一直未考虑的。焊接应力变形的复杂 性还表现在它的温度场分布上。图 2—10 为德板在焊接时的一个典型温度场。 图“是一个立体图, ‘用运直于乎板面的坐标表示温度;图 5 为距焊缝中心不 同距离的温度公布。从图 2—10 中可以清楚地看出,由于焊接热源并不是沿焊 缝全长同时加热,它的温度场与图 2—5 中所采取的沿长度同时加热的模型有 较大的差别。因此,平面假设的准确性就受到影响。但是,在焊接速度较快, 材料导热性较差的情况下(如低碳钢、合金结构纲等),在焊接温度场的后部, 还有一个相当长的区域纵向的温度梯度较小,仍可用平面假设来作近似的分 析。 (二)受拘束体在热循环中的应力与变形的演变过程 前面在讨论不均匀温度场引起的内应力时,只考虑了加热时的极限温度 场和冷却后达到的原始温度场两个状态, 并没有分析从前一状态到后一状态的 过渡过程。事实上,一种状态是逐步过渡到另一种状态的,中间过程被省略掉 了。为了深入分析焊接应力与变形的复杂变化过程,这里将对这个过程加以探

讨和研究。取一单位长度的低碳顿棒,其两端被固定不能仲缩,将该棒均匀加 热,然后冷却。为了便于分机把加热和冷却过程中的温度都看成是时间的线性 函数。下面分三种俏况进行分抓 1.15I<L 捧中的应力。=2(q—s?),图 2—11 中水平坐标代表时间(f),垂直坐标代 表温度(y)。 e. 和 在绝对拘束的情况下 ‘与水平轴重合。 随着 ‘ 图 z41 受 拘束低联钢挥在加热和冷却时间的推玖在 o—ft 间,温度上升, 压缩内部、 过程中的应力与变倒 eI<e.变形不断增加,压应力不 t9f 上升。秽 l—f2 间, 温度降低,压缩内部变形不断减少,压应力不断下降。到 f:时应力恢复为零。 2.1‘1>L,7.:<500、 , 图 2—12 中,在。一 f,间压缩内部变形不断增加,压应力不断上升,到 f: 时 12I, 应力达到屈服极限。 对于低碳钢来说其弹性模量 E=2M10。 k8f/cm z, 线膨胀系数。开始出现压缩理性变形 cf,随着温度的升高,压应力不变,但压 缩塑性变形不断上升。到 f2 时温度到达最高低压缩塑性变形最大。从 f8 开始 温度下降。由于捧中已产生了 eP 2 的压缩塑性变形,因此在冷却时它的端面 并不 U2’点作为起点,而是以 2 点为起点来收缩。从 f 2 一 fI 间压应力不断 降低,又因棒的两端固定不能自由收纸故从[:开始出现拉应力。在时温度阵 .。对于低碳钢当 列原始状态,残余应力的大小取决于加热时的最高温度 y。: 2000c 即可达到。 ,>6000c 3.7m. 团 3—13 在。问压缩内部变形增加,压应力上升,到 f,时压应力到达?” 出现压缩塑性变形。在 f,一 fI 问压缩塑性变形不断增加,应力保持不变,到 入时温度达到 500℃,低碳钢的屈服极限开始迅速下降。在 12 一 fo 间压应力 降低。到七时温度达到 600℃,此时屈服极限可视为零,压应力消失,内部变 形全部为压缩塑性交形.Jl—J4 间压缩塑性交形继续增加,到 f,时达到最高 温度 Y。: 。。由于此时已产生压缩塑性交形 ep‘,在冷却时穆的端面格不以 4’ 为起点而以 4 为起点收缩。但收缩时又受到约柬故产生拉伸塑性变形。在 f4 一 fl 间虽然樟的长度与原始状态相比承受了压缩塑性变形, 但压缩量随着温度 的下降不 29t 减少,因此这个阶段实际上是塑性拉伸过程.到 fI 时温度又回到 600。c,材料的屈服极限从军开始上升,棒的端面以 5 点为起点收缩,因受到 阻力而产生拉应力。ll—f e 间拉应力不断增加,到 f。时拉应力又到达。。对 。 于低碳钢 f。的温度为 5006c,这是因为温度从 6000c 降到 500。c 所产生的内 ,出现拉伸塑性交形。dI—f,间捡应 部变形‘正好相当于‘, 。从 f e 起‘>c。 力为, .保持不变,拉伸塑性变形不断增加,直至 J,温度恢复到原始状态。 实际上棒所受到的拘束不是绝对的,在加热冷却过程中外观变形并不等于 军, 、偏离水平轴。在以上的分析中,没有考虑相变所引起的体积变化。这个问 题将在下一节中讨论。 (三)焊接应力变形的演变过程 在分析研究焊接残余应力和变形时,取金属处于塑性状态的区域最宽的横 截面(对低碳钢来说,亦即 600℃等温线最宽处的横截面)作为起点,来逐步求 得各区域的压缩塑性变形,最后求出焊件冷却后的残余应力和残余变形。图 2 —14 为一低碳钢长板条沿中心线焊接一条纵向焊缝时,在横截面上纵向应力 的演变过程示意图。图中截面 I 取于塑性温度区最宽处。该截面到热源的距离 是 p J:(。一焊接连度,j,一时间)。截面到热源的眨离各为。铁面 D/离热

源其远,温度恢复到原始状态。这些截面上的温度和应力不仅代表不同空间位 置的各截面的温度和应力, 而且由于焊接温度场是一个以热源为中心的等速移 动温度场, 它们也代表同一截面在焊接热源经过时间 z: 、入 f‘后备瞬 、f: 间的温度和应力。 连续分析这些截面的温度和应力就可以研究焊接应力与变形 的演变过程。截面取得越密超多就越能反映实际过程。下面将对以上几个截面 分别加以分析。截面 I 的内应力分布与图 2—g 相似。在焊缝及其两侧产生压 缩塑性变形。经过一段时间(f:一 fI)后,温度演变到截面 E 的分布状态。此队 因为在 Jl 时已存在压缩塑性变形,故在分析 f:瞬间的内应力时,不能将 e’ =ey 曲线直接用在截面 B 上作为自由变形曲线,而必须把已产生的压缩塑性 变形虽从中扣阮作出真正的自由变形分布曲线。 然后再根据内应力平衡条件求 出 q 和应力分布。由于高温区的温度下降的幅度较大,而外观变形 q 相对地变 化不大, 这部分材料的收缩因受阻碍而拉仲, 原来的压缩塑性变形量有所减少。 因焊缝中心的温度此时仍高达 5006c,故该处的报应力为零。其两侧随温度的 降低拉应力增大。再远处,则出现压应力。压应力达到屈服点后,产生压缩塑 性变形,故压缩塑性变形区有所扩大。图中高温区内的虚线到其下方曲线之间 的距离代炭从截面 I 的温度降至 600。c 这个阶段中的拉仲塑性变形量。再经 过一段时间(J2 一 f2),温度演变到强而皿的分布状态。进行内应力分析时,应 同样从该截面的 oy 中扣除‘:瞬时已存在的压缩塑性变形量。由于高温区的 温度进一步下降,材料进一步受到拉伸,拉应力达到,,原来的压缩塑性变形 ’ 量进一步减少。在压应力区,由于又有一部分材腮屈服,故压缩塑性变形区稍 有扩九用同样方法可分析 f4 瞬时截面上的内应力分布。此时因温度已恢复到 原始状态故所得为残余应力。这里应该指出,在上述应力和应变分折中没有考 虑相变的体积变化对焊接应力和变形的影响。 这是因为低碳钥的相交温度高于 600、 ,在相变时金属处于塑性状态(。 .=o),这部分金员不参与内应力的平衡, 因此对以后的应力和变形不产生影响。当然,对相变温度低于塑性温度的树队 它对残余应力和变形的影酶是不忽视的。这一点将在后面论述。 (四)焊接热应变循环 在研究焊接应力变形时,虽然可以不考虑在塑性温度以上的应变发展过路 但是并不能认为在塑性温度以上的变化无关紧要。 在焊接过程中焊缓和近缝区 金属经受了焊接热循环。与此同时,由于焊接热场的角度不均匀性所产生的田 时应力使金屈经受热塑性应变。下面将分析焊接近缝区的两种箔况:离焊缝稍 远,最商温度低于材料的相变温度(因 2—15。)和最高温度高于相变温度(图 2 —156)。 第’种情况:在。一 f,间自由变形 2r 大于外观变形 e”金属在此阶 段受压,压应力逐渐升高。在 f:时到达,,出现压缩塑性变形。到 f2 时金属 ’ 到达塑性温度 n,‘o。到 4I 时,内部变形达到最大值。相。时压缩塑性应变 。 量达到最大倪即开始出现拉伸塑性应变, 格自由变形曲线向下平移与外观变形 曲线相交。这两条线之间的距离代表拉伸应变量。f4 时,金属开始恢复弹性, 随着温度的降低拉应力不断增加。至 f5 拉应力达到,,保持 oI 不变,但拉伸 . 塑性变形继续增加直到温度场到达原始均匀状态。 第二种情况:o—fl—f s 与第一种怕况相同。至 f:时温度到达 A、开 始相变,比容纳小,塑性变形方向可能逆转。分析塑性放变量时,可将自由变 形曲线向下平移与外观变形曲线相交。随着相变的进行,拉伸塑性应变不断增 ,相变结束,拉伸塑性应变开始减小,塑性交形方向 加。至 f‘时温度到达 A、

又逆转,出现压缩。至 fI 时压缩塑性应变量又开始减少,转为拉伸。至 fl 时 温度到达 Ah,开始相变,比容增九塑性交形方向可能转为压纸直至 fr 时温度 到达 A ru 相变结兔又出现拉伸塑性变形。至 fl 金屈开始恢复弹 性。由上述分析可以看出,对近路区来队加热时一般为压缩;冷却时为拉伸。 在相变时可能出现应变和应力方向的反复。对于焊缝金屑来认并不存在加热阶 段。在冷却过程中除相变时,都受到拉伸。在整个热循环中,金属的性能有大幅 度变化见图 2—16。当温度接近团相线 6 咏品粒间的低熔点物质开始熔化金届的 延性陡降。当温度接近掖相线 l 时,液相所占比例已足够九金届的变形能力迅速 上升。在这里存金属在高温时的延性和断裂在一个低延性的脆性温度区 A7e,其 上限温度为严” ,下限温度为 7h 在焊接的冷却过程中,通过这个温度区时金屈受 到拉伸,故仲应变随着温度的下降不断增加。拉伸应变随温度的变化[各=—子? —十向以用一条通过 7。的线来表示。通过这个温度区时是否发生断乳即开裂, 取决于三个因恭拉伸应变对于温度的变化率 oe/e7(即线的斜率)、腕性温度区 A75 的大小和在这个区间里金属的延性 6m』n。当焊接冷却时的 9‘/ay 大于某 一临界值(o e/9y).(团中的线 1)队则发生断裂,即产生裂纹(团中的线 3),当 6 ‘/oy<(8c/87), 则不产生裂纹(固中的线 2)。 时, 66/3y 越大, 越大, AyI 6min 越小,则越容易产生裂纹。后两因素与村料的成分和组织等有先前者与焊缝的拘 束度和车届的热物理性能等有关 d 此外,在通过较低的温度区域时,耍消耗金属 的一部分延性。有试验证明,金属在 200 一 300‘c 的塑性交形对金属在宝温及 低温下的延性有较大影响,使其发生延性耗竭。这个现象在低陨钢,特别是沸腾 钢中表现更为明显,称之为热应变脆化。在焊接过程中,如果近缝区中存在着几 何不连续性(即应力集中),则焊接理性应变量在这里成倍地加大,将加剧这一过 程。所有这些问题都与焊接时的应力和变形过程密切相夫。 (五)焊接瞬态应力变形研究的新发展 随着新材料、新结构和新焊接工艺的不断发展,有越来越多的焊接应力变形 和强度问题需要研究。 但是在简单假设基础上建立起来的一些焊接应力变形理论 巳不能完满解释复杂现象和解决疑难的问题。 有限无法和电子计算技术为解决复 杂的焊接应力变形问题提供有力的工具。 有限元法把复杂的结构看成内许多用单 的单元体的集合。先把它化英为零,分成许多单元体进行单元分机然后又积零为 整,综合起来进行整体分析。利用这种方法有可能把更多因素考虑进去使问题的 解决更接近实际情况。 电子计算技术使过去几乎无法完成的大量运算工作有可能 在顿时间内完成。 十多年来在利用有限元法解决焊接应力变形问题方面已取得不 少可容的成果。例如离强钢的焊接相交应力、大厚板的焊接残余应力的分布以及 大型乎板饼焊过程中的瞬态应力和变形产生过程等等。 下面介绍一个用有限元法 分析高强钢焊接过程个的焊接应力的实例。 在这个实例中考虑了相交引起的体积 变化。图 2—17 为有限元网格。闭 2—18 为儿及 07 在不同时间在 y 轴 j:的分布 情况。因中曲线上的数字代表电弧经过后的时间(秒)。图 2—19 为有限元计算结 果与实测结果的对比。 一、爆接残余变形购分类和研究螺接残余变形的意义 焊接残余变形是焊接后残存于结构中的变形。大致可分下列七纪 (一)纵向收缩变派构件焊后在焊缝方向发生收缩如图 2—20 中的 AL。 (二)横向收缩变贩构件好后在垂直焊经方向发生收缩,如图 2—20 中的 AD。 三挠曲变汛构件焊后发生挠曲,如图 2—21。挠曲可由焊维的纵向收缩引起(图 2—21。)和由焊缝投向收缩引起(图 2—2l 6)。

(四)角变形: 焊后构件的平面目绕焊缝产生的角位执常见的角变形见图 2—22。 (五)波浪变形:焊后构件呈波浪形,如图 2—23。这种变形在薄板焊接时最容 易发生。 (六)锗边变形:在焊接过程中,两焊接件的热膨胀不一玖可能引起长度方向上 的错边(图 2—24。)和厚度方向上的错边(图 2—246)。 (七)螺旋形变肠焊后在结构焊接变形是焊接结构生产中经常出现的问题。工件上 出现丁变形,就需要花许多工时去矫正。比较复杂的变形,矫正的工作量可能比 焊接工作量还要大。有时变形太 k,甚至无法矫正,造成废品。在生产中有时还 发生这样的情况.为了保证焊接后需要进行机械加工的工件尺 4,片面地多放余 量,加大毛坯的尺寸。这样做增加了材料消耗和创,械加工工时。焊接变形不但 影响结构的尺寸的准确和外形美观,而且有可能降低结构的承载能力,起事故。 例如图 2—26 中所示的团球容器的焊接角变形,将在结构上引起附加的弯曲应 力,曾经因此造成多起中等强度钢容器的破坏。当然造成这些事故的原因是多方 面的,但焊所示的两块厚度不同钢板的搭接接 A,角焊级的角变形引起薄板的弯 曲, 而厚板仍基本保持乎直。 这样在加栽晚焊绕 I 所承受的裁荷比焊缝 2 大得多, 位焊缝 1 超载而破杯上述种种, 说明掌握焊接变形的规律积控制焊接变形具有十 分重要的现实意义。下面我们将对焊接变形产生的原 Bl 影响变形的因素,以及 预防和消除变形的措施,分别加以分析。 二、纵向收缩变形以及它所引起的挠曲变形 在前一节里,已经分析了焊接残余应力和变形的形成过程。在焊接时焊缝及 其附近的金属由于在高温下的自由变形受到阻碍,产生了压缩塑性变形,这个区 域称之为塑性变形区。该区域内的塑性变形分布如图 2—28 所示,它的存在使构 件相当于受到一个外加压力 Pf 的作用而缩短和(或)弯曲。假想压力 Pf 的数值可 由下式表达: 构件在假想外加压力 Pf 的作用下产生纵向收缩 AL, 如图 2—29,其数值 可用下式表泡 F——构件的截面积,Ff——塑性交形区面积,5——构件材料的 弹性模 L——构件的长度(焊缀贯穿全长),ef——理性应变。AL 取决于构件的长 度、截面积和压缩塑性交形 JP,2fdF。后者与焊接参量、焊接方法、焊接顺序以 及材料的热物理参量有关。 在诸工艺因素中焊接线能量是主要的。 在一般情况下, 它与焊接线能量成正比。对于结定尺寸的构件来说,由于 tr 的分布变化较小, 压缩变形可近似地用塑性变形区面积 FP 来衡量。下面将分析影响纵向变形的若 干因执同样截面的焊缝可以一次焊戊,也可以分几层焊成,多层焊每次所用的线 能量比单层熄时小很多。因此,每层焊绽所产生的塑性变形区的面积 Ff 比单层 焊时小,但多层焊所引起的总变形量并不练于各层焊经的总和。因为各层所产生 的塑性交形区而积是相互重叠的。图 2—30 d 为单层和双层对接接头的塑性区。 单层焊时的塑性变形区面积为 JBcD,而双层焊别,第一层所产生的塑性区为 J, B 6c, 第二层所产生的为 J2B2G: Di, D3c 它们都小于碑层焊的塑性区面积 JBcD。 两个面积有相当一部分是相互重叠 No 图 2—30 5 为单层和双层角焊缝所产生的 塑性变形区的对比。从上述分析中可以看出多层焊所引起的纵向收缩比单层焊 小。分的层数越多,每层所用的线能量就越小,变形也就越小。 焊接时工件的 原始温度是不同的。在一放情况下,工件原始温度的提高, 图 2—50 单层 和双层焊的焊绕塑性变形区对比相当于加大线能量,使焊接塑性变形区大,焊后 纵向收缩变形也增大。 反之, 原始温度下降, 相当于减少线能量, 收缩变形降低。 但是当预热温度过高时,亦可能出现相反的结果。因为随着预热温度的增加,塑

性交形区虽然扩九但与此同时,由于较高的预热温氏缩小了工件在焊接时的温 差,温度趋于均匀化,塑性区内的压缩应变量 eJ 反而下降。它将减少塑性区的 收缩变形量 1。erdFo 使纵向收缩 Al 降低。间断焊的纵向收缩变形比连续焊小。 其效果随。/f 的比值降低而提高(。为分段焊缝长为两段之间的中心距)。在受 力不大的地亢用间断焊缝代替连续焊缝是降低纵向收缩变形酌有效措施。 钠制细长构件, 如梁、 校等结构的纵向收缩量可以通过公式来作初步的估计。 单层焊的纵向收缩量, Fn——悍缝截面积 mmI, F——构件截面积 mmB, AL——纵向收缩量 m 叫 L——构件长度 mm。 为系数,与焊接方法和材料有关。可从表 2—1 中查得。 多层焊的纵向收缩量:将上式中 FH 攻为一层焊缝金局的截面积,并将所 计算得的纵向 M——层致。 对于两面有角焊缝的丁宁接头的构件,由收缩量公洲“算得 66 收缩量再 乘以系数 1.15—1.40 即为该构件的纵[d1 收缩量。但是应注意,式中的 FH, 系指一条角焊缝的截面积。 奥氏体钢的热膨胀系数大于低碳钢,汝变形也比低碳钢大。 例题 有低矽钢工字形构件(图 2—31), 5m, 长 腹板而 2; 四, (m 腔板厚 10mo, 翼板宽 250Mm,厚 12mm,四条角焊组每条均用埋弧自动焊一次焊风焊角度; 8mm,试计算工字形构件的纵向收缩量。 每条角焊缝的截面积: 凡,各 M 8x 8;32 F;(2×250x12)十(250×10)=8500 mm’ 由四条角焊缠组成的工字形构件,如图 2—31 所元其纵向收缩变形量相当于 一对带有双面角焊缝的丁字形构件的纵向收缩免而双面角焊壤的丁字形接头 的纵向收缩又是单面焊的纵向收缩的 1. 一 I. 倍(因为双面角焊缝所产生 15 40 的塑性交形区基本上是重叠的取 1l15 倍)。故工字形构件的纵向收缩量由下式 即可求税 di=(1.15lLJ 今 JL)x z=(1.1s x 业笼子‘oL4)x 2 =3.16 m 皿 当焊缝在构件中的位置不对称时, 焊缝所引起的假想压力 Pf 是一个偏心力, 使构件缩短,同时还使构件弯曲,其弯曲力矩为射=Pf“e,如图 2—32 所示。 构件的挠度/可由下式求得: L——构件长度, J——构件截面惯性矩, 塑性区小心到断面中性轴距离(偏心距)。可取焊缝到断面中性轴间的距离。从 上述简化了的力学模型以及挠曲变形的计算公式中可以看出, 挠曲变形与收缩力 Pf 和偏 iL\距 e 成正比。而与构件的刚皮 2J 成反比。P/的大小与塑性变形区 Ff 有关。FP 的大小与许多因索有关。这一点在分析纵向收缩问题时已讨论了。 有关规律也同样适用于挠曲变形,这里不再重复。偏心距与焊缝的位置有关。刚 度 5J 与材料和构仍:截面积的分布有关。焊缝位置对称,或者接近于截面中性 轴,则挠度变形小。必须注意,焊缝对称的构件,如果在生产中采用不适当的装 配焊接次民仍然可能产生较大的挠曲变形。例如在生产工字形构件时,可以来用

不同的装配焊接次序。如果先装配焊接成丁字形截面(见图 2—33。),然后再装 配另一块翼仇焊成工字形截面(见团 2—336)。 则丁字形构件焊后的挠曲变形为/ m 工字形截面构件焊后的挠曲变形为/h: 式中 eL——焊缝 1, 到丁字形截面 3 中性洲的偏心距;焊缝 3,459 工字形截面中性轴的侗心距;Jl——丁字型截面 惯性距,J 厂工宇型截而惯性距。种装配焊按顺序 d 方向相反但在一般情况下, 虽然 6L<fj,但是 J2》J4,所以 lL/JJ>62/ J: ,故/m>/: 。两者不能相互抵消,焊后仍有较大的挠度。如果先将腹板与 翼板点固成工字截面然后再焊接,在焊接时又注意焊接次氏如图 2—336 中括号 内次序,则在焊接过程中构件的惯性矩基本上不变,上下两对角焊缝所 51 起的 挠曲变形可以抵消,构件保持乎宜。钢制构件挠度可用下式作初步估计: 单道焊缝引起的挠风 —焊缝到构件中性轴的距离(cm) L——构件长度(c 贝); FA——焊缝截面积〔cm’); f——构件截面惯性距(。m‘); A,——系数可由表 2—1 查得。 多层焊和双面角焊缝应乘以与纵向收缩公式中相同助系数 6: 。 三、横向收缩变形及其产生的控曲变形 横向收缩变形系指垂直于焊缝方向的变形。构件在焊接后,不但发生纵向 收缩变形。同也发生横向收缩变形。横向收缩变形产生的过程比较复乳现在分 几种惰况来分析。 堆焊及角焊缝 首先研究在乎板全长上堆焊一条焊缝的情况, 当板报窄,焊缀很短时如图 2—34,可以把焊绕当作沿全长同时加队采用分折 纵向收缩的方法加以处池但在实际堆焊过程中, 在焊缝长度上的加热并不是同 时进行的,见图 2—35l 因此沿焊缝长度各点的温度不一致。在热源附近的金 属热膨胀变形不但受到板厚深处, 而且受到前后温度较低的金属朗限制和约束 而承受压力,使之在宽度方向产生压缩塑性变派而在厚度上增厚。焊后产生横 向收缩变眠 图 2—3 ‘横向变形的大小与焊接线能量 9=令和板厚松 p 随着 手的提岗,随着扳厚 6 的增加,横向收缩 A5 减少。焊焰团 2·35 乎扳全面 火馅加热产生变形的动态过程佐赔等用熔化极气体保护焊在 200 x 200 mm 的 低碳钢板上进行堆焊,扳回为 20mm,得出横向收缩与焊接线能量和扳厚同的 关系如图 2—36。 从团中可以看出横向收缩随 4k 固态的舵居的增加而增加. 当 上士 5000c。时,横向变形与单位潭度线能量有一个正比关系损向变形沿焊缝 长度上的分布并不均匀。 这是因为先焊的焊缝的横向收缩对后焊的焊缝产生一 个挤压作用,使后者产生更大的横向压缩变形。这样,焊经的横向收缩沿着焊 接方向是由小到大逐渐增长的,到一定长度后趋于稳定,见 B2—37。丁字接 头和捞钱接头角焊缝的初向收缩,在实质上和堆焊相似。它的大小与角焊缝的 尺寸和板的厚度有关。应该指出,立板厚度对变形也有—‘定影响,因立板在 焊接时吸收部分热能,因而就减少输入横板的热能。立板题厚,横扳上的热能 越小,在其它条件相同的情况下,横向变形也就相应减少。横板上的热输入量 可用专下面表 2—2 中列出低破钢试件上所测得的一些致可供参考。由表中可 看出在同样的角焊缝尺寸 T,板越厚越大,横向收缩越小。板厚 6 之比,即。 /6(。=o.7K p 尺为角焊缝之焊脚)。纵坐标为携肉收缩变形 A5,各条曲线 上的数字为角焊缝的 t1 算高度。从图中可以看出横向收缩 do 随着。的增加而 增加,随着 6 的增加 W 减少。

(二)对接接头 对接接头的横向收缩也是比较复杂的—种焊接变形现象。现在我们从两个 方面来加以分被逐步加热膨胀,使焊接间隙减小。单位厚度焊接线能量 g/D6 愈九热膨胀众大,间隙变化也愈大。在冷却过程中,焊缝金属由于很快凝固, 随后又恢复弹性,因此阻碍乎板的焊接边收缩到原来的位置。这化在冷却后就 产生了横向收缩变形(见图 2—39)。如果两板间并没有留间隙,则板的膨胀将 引起扳边的挤压,使之向厚度方向变形(见图 2—40)。在冷却后,产生的向变 形取决于烬缝坡口形式。 拉口角度越九间隙越九则焊缝截面积也越九所需焊接 线能量也越大。 对于多层和多道焊对接接头则还应考虑焊缓的层致和道执以及 每层每道的焊接规范。对于第一层以外的各层焊道,相当于堆焊或留有纯边但 末留间晾时的对接焊情况。冉从另一方面来分析这个问题。前面的分抓只考虑 了焊接时的横向热膨胀和收缩所引起的横向变形。实际情况则更为复杂,因为 焊接时,沿焊缝纵向的热变形亦能影响横向变形。在分析两块比较窄的乎板的 对接叭可以把它看成两块板在相对的一侧进行堆焊。如前所)e,在场侧推焊将 引起板的挽曲使它产生转动,间隙亦因而扩大。 ’转动角度 团 2—40 不 团间嚏的平板对接焊曲横向变形过程的大小, 陈取决于板的宽度以及在宽度上 温度分布外, 还取决于沿焊组长度方向上的温度分机因为只有当焊缝金后还处 于塑性状态,即当其屈服极限很小时,焊接金属才不致阻碍板的挽曲变形。一 旦焊经温度降低,金届恢复弹性,焊缝金属将阻碍板的挠曲。在图 2—41 中, J 力焊接热源,B 处金届开始恢复弹性,J5 之间的焊缠金属的屈服限很小,可 视为零。J5 之间的距离 AJP 越大,板的转动就越九间陈的扩张也就越大。在 用自动埋弧焊拼板时因所用的功率 k,焊接速度论 dfP 比手工焊九因此间隙的 扩大倾向比后者九它的横向收缩员 比后者反而小。当然应该注意到挠曲的影响在板较窄较长时更为明显。此 外,横向收缩的大小还与拼装后的点固和装央的情况有关。点固焊越九越密, 装夹的刚度越九核向变形也就越小。 上面分析的两方面的因索是互相牙盾的, 最终的变形是两个因素的综合纳 果。表 2—3 是低碳钢对接接头横向变形的一些试验数可作参考,这些数据是在 大型试件上测得的平均试件在焊前进行了良好的点固。表 2—3 低碳钢对接接头 横向收缩.从表中的数值可以看出对接接头的横向收眠随焊缝金属量的增加而增 加。板厚和坡口角度增大变形也增大。埋孤自动焊的收缩量比板厚相近的手工电 弧焊的变形小,气焊的变形比电弧好的久如果把对接接头和丁字接头作一对比, 可以看出前者的横向收缩远比后者大。 下面再举一个大厚度构件的对接接头焊接 的具体例子和它的横向收缩的实切结果作为参考。组成,见图 2—42。转子用 20 Mnsi 钢整体恃成。为了便于铁路达讯分为两半。上冠由 8 个螺栓联接,下环在 安装现场用手工焊接。下环截面上厚下落。为了保证焊后转子尺寸的精确度,预 先作了反变形,调整了间隙,并在焊接时对焊接变形进行了监测,其数据如图 2 —43。从固中可以看出多层焊接阶各层焊缝所引起的横向收缩,以第一层为最九 以后逐层递减,到第五层后,每层解后收缩很小。总的收缩变形惭趋稳定。因此 厚板焊接的横向变形,基本上由最初几层决定。控制横向变形的关锭在于控制最 初儿层。这种现象之所以产久是因为随着层数的增加,刚度亦增加, 每层焊道所引起的核向收缩则随之下降。对于对接接头的横向收缩量的估计,有 许多经验公式现选择其一可作参考, AD=o.18 半

AB——对接接头横向收缩 员(皿皿)9 Fd——焊缝损截面积(mm。); 5——板厚(mm)。 影响 A 月的因素很多,谈单的公式不可能考虑所有因索,因此上述公式只能 提供一个大致的数值。在生产中如果需要比较精确地估计焊接变形,最好用实验 方法来实测。 试验时应尽可能采用与实际生产相同的焊接工艺规池并在相同的条 件(如尺寸、刚度等)下进行试验。如果核向焊缝在结构上分布不对称,则它的横 向收缩也能引起结构的挠曲变形。这种情况也是生产上常见的。例如梁上的短焊 缝的横向收缩使梁产生下挽。如果采用长筋执焊缝对称,就可以避免这种挽曲变 形。下面是一个由焊缝横向收缩引起构件的挠曲的例子。跳—44 中的工字钢上 部焊接了许多短筋板, 筋板与翼缘之间和筋板与腹板之间的焊缝都在工字钢重心 上侧,它们的收缩都格引起构件的下挠。下接的数值可以根据每对角焊缝产生的 横向收缩量来估算。每对筋板与翼缘之间的角焊缝的横向收缩 dD2 特使梁弯曲 一个角跃 8:——为翼缘对渠水平中性 铂的静短。 52=F:(A/2—5?/2) F z 一…翼缘的额面积。 好对筋板与阻板之间的角焊缝 的横向收缩 AB 牌使梁弯曲一个角 51——高度为 Al 的一部分 腹板对梁截面水乎中 性轴的静矩。 式个 9,9r 十 rd 『——为筋板的间距。 如果梁的中心有一筋板则它所引起的挠曲可用下式估算这里应该注 意的是由于刚度不同,型钢上横向收缩 AB,和 A52 要比腹扳和嚣绦单独在自 由状窥时焊接的横向收缩小。 四、角变形 在堆焊、对接、搭接和 1‘字接头的焊接时,往往会产生角变形,见团 2—45。 这种变形发生的根本原因是横向收缩变形在厚度方向上的不均匀分布。 焊缝正面的变形九背面的变形小。这样就造成了构件平面的偏转。虽然基本原 因相同,但不同的焊缓和接头形式具有不同的特点。 (一)堆焊 在乎板上进行维焊叭堆焊的高温区金属的热膨胀由于受到附近温度较低 区金属助阻碍,而受到挤压,产生压缩塑性变形。但是由于焊接面的温度高于 背面焊接面产生的压缩平板表而火炮加热的线能量与其角变形的关系曲线翅 性变形比背面九有时背面在弯炬的作用下甚至可能产生钦仰变形, 故在冷却后 乎板产生角变形(见固 3—46)。角变形的大小取决于压缩塑性变形的大小和分 布情况,同时也取决于板的刚度。压缩塑性交形诺的大小与板宽度上的温度分 布有关,高温区越宽,变形且越把压缩理性变形越大。塑性变形在厚度上的分 布与温度在厚度上的分布有关。 在厚板或采用小线能量焊接时, 背面温度不高, 塑性变形区的深度只占板厚的一部分,并不达到整个厚度。通过厂述的试验结

果可以看出线能量和板厚对角变形的影响。用不问线能量的火焰(火焰功率不 变,采用不同焰矩速率),在两种厚度的钢板表面加热(与堆焊相似),然后测得 其角变形的大小, 结果见因 2—47。 图中横坐标为线能量(用热源的运动速度的 倒数来表示),纵坐标为角变形.由图可以看出,对于同一种板厚,随着线能 量的增加,正反两面塑性变形虽的差值将增加。但当线能量到达某一值时,角 变形不再上升,如果进一步提高线能量,反而出现质变形减小现象。这是因为 线能量的进一步提高虽然能够提高塑性变形量,但板背面温度亦随之提高,正 背面面塑性变形量的差值却可能降低,因而角变形反而减少。用熔化极气体保 护焊在厚度为 6、lo、15、20 mm 的 200mm x 200 mm 低碳钢板上进行表面堆 焊,得出的角变形 6 的规律见团 2—48,从图中可以看出当 g/D68<2500 cal /cm8 时,随着 g/D62 的增加,角变形在开始阶段随之增加,当 g/M6’= 2500。nI/cm。 达到最大值,进一步提高 g/62 特使 A 下降。堆焊引起的 ,A 角变形与堆焊的横向收缩变形一体沿长度上也是开始比较小, 以后逐渐增加的 (见图 2—49)。 (二)对接接头 对接接头的坡口角度以及焊缝截面形状对于对接接头的角变形影响很大, 坡口角度越大,焊接接头上部及下部横向收缩量差别就越大。自动焊的熔深比 手工焊的大得多,因此在焊接相同厚度的工件时,采用自动焊,其坡口角度比 采用手工焊时小(见图 2—50)。采用电子束焊和电渣焊的对按接头时,因其不 需要开坡口,整个厚度同时焊接,焊接宽度基本不变,所以角变形小。用对称 坡口例如 x 型坡口代替 v 型坡口,亦有利于减小角变形(见图 2—个\下面表 2 —4 中列举一些对接接头角变形数值可供参考。表中的角变形数值是低碳钢板 在自由状态下对接焊后测得的。从表上的数值可以看出,焊接角变形,不但与 坡口形式和好缝截面形状有关,而且还和焊接方式有关。对于同样的板厚和坡 口形式,多层焊比单层焊角变形大,焊接层数越多,角变形超九多道焊比多层 焊角变形大。多层焊角变形的变化规律见图 2—51。从图中可以看出,用 325A 电流,分四层焊接的角变形最小;用 130A 电流分九层焊接的角变形最知用 210A,170A 分六层焊接的角变形居中 b 在采用 x 型或双 u 型被口时, ‘如果不采取合理的焊接顺民仍然可能产生 角变形。安一面再焊另一面,焊第二面对所产生的角变形,不能完全抵消第一 面的角变形, 焊接方式焊第二面叭第一面的焊缝已形成, 接头的刚度大大增加, 角变形比焊第一面时小。当然最理想的办法是在垂直位置两面同时焊接,但是 这种焊接方式受到具体条件的限制,不一定行得凤若采用两面分层交替焊,翻 转次数太多,也不一定能完全消除角变形。比较好的办法是先在一面焊少数几 层,然后翻过来焊另一面,焊的层数比第一面多,最好能一次把这面焊满,使 它所产生的角变形抵消第一面所产生的外并稍稍超过一点, 然后再焊第一面将 该面剩下的焊完,见图 2—52。 。这格可以用最少的翻转次数来求得最小的角 变形。在焊接非对称形坡口时,应先焊焊接显小的一而,然后再焊焊接量大的 一面,见图 2—525。应当指出,薄板焊接时,角变形的方向没有明显的规格 有可能向下,也有可能向上。这是因为踏板在焊接时,正背两面温差较小,同 时踏板的刚皮小,焊接过程中受压缩时易产生失稳,使角变形方向不定。 (三)角焊缝所产生的角变形 丁字接头的角变形包括两个内容: 筋板与主板的角度变化和主板本身的角变形。 前者相当于对接接头的角变

形,对不开坡口的角焊缝来说,它的角变形就相当于披口为 90‘时的对接焊缝 的角变形(图 2—535 中的雇’就相当于对接 的角变形)。而对主板来沈它就相当 于在乎板上进行堆焊时引起的角变形(图 2—53‘中的 Ad 即相当于维焊角变形)。 这两种角变形的综合结果, 使丁字形接头两板间的角度发生变化, 破坏了垂直皮, 也破坏了乎板的平直度。对丁字形接头的角变形,也可以根据两种角变形的特点 综合分折。例如通过升坟口,可以减少筋板与主板之间的焊续夹角(图 2—546), 从而降低了月’的数值。通过减少焊经金同,可以降低 Ar 的数值等。角变形可 以采用反变形来预防,为了取得预期的效果必须对角变形量作出估计。表 2—5 是几种丫字接头和搭接接头的角变形实例数据,可供参考。各种板厚和焊脚兄的 丁字接头角变形亦可参照团 2—55 来估计。 五、波浪变形 薄板在承变压力时,当其中的压应力达到其一临界数值时,薄板将因出现波 浪变形而丧失承载能力,这种现象我们称之为失稳。若将一块矩形平板的两个 平行边文承起来,伎之不贷夕能上下左右移动,但允许它沿支承方向滑动,如 图 2—56,然后在乎板的另两边上施加压力则失茁的临界应力, ”可用下式来 表达,式中 6——板厚, B——极宽, 尺——与板的支承倍况有关的系致(见第六窜 66—5)。 从上式可以看出,板犀与板宽的比值越小,临界应力越小,平板也就越容 易出现失稳象。 焊后存在于乎扳中的内庞力,一理解况下在焊续附近是拉应 力,离开焊缝较远的区域为压应力。在压应力的作用下,撂扳可朗失稳,产生 波浪变形. 这不但使结构外形不美风而且将降低一些承受压力的簿板结构的承 裁能力.下面是商个典型的焊接薄板结构的例子:团 2—57 是一个舱口结构, 平板中间有一个长圆抿的引.沿苔阁构 J9 十一个创照.钧畏乎施亡出现了压 图 2—56 薄扳受压失稳固 2—58 是一个 应力,使乎扳四周产生波浪变形。 周围有框架的簿板结构,焊后在乎板上出现压应力,它校平板中心产生波浪变 形。降低波浪变形可以从降低压应力和提高临界应力两方面着手。因医皮力的 大小和狡皮力的区域大小成正比,放减小塑性变形区,就可能降低压应力的数 值。co:气体保护焊所产生的塑性变形区比气焊和手工电弧胆小,19f 续好比 连续焊小,接触点焊比熔化焊小,小尺寸的焊缝比大尺寸的焊缝小。因此采用 塑性变形区小的焊接方法和措施都可以减少波浪变形。 临界应力的提高则可以 通过增加板厚和减小板宽,亦即提高 6/5 之比值来达到。焊接角变形也可能 产生类似的波浪形变汛例如大量采用筋板的板结构上可能出现如图 2—59 所 示的变形。但是这个波浪变形与上述失稳变形在本质上是有区别的。在实际结 构上,这两种不同原因产生的变路有时是同时出现的,我们所看见的撂板变形 往往是两者的综合表现应该针对它们的各自特点,分清主次采取措施加以解 决。图 2—57 舱 M 的浊浪变形。 固 2—sa 周围有挥架的薄板结构的残余 应力和斡浪变形。 。学堂多章当岁 六、焊接错边 错边对于焊接接头的强度有较大的影响,易一种应该重视的几何不完善 性。钳边可能由装配不特所造成。但是焊挂过程本身也可能产生错边,使已装 配合格的构件产生超差错边。这里将重点分析后一种情况:焊接过程中对接边 的热不平衡是造成焊接借边的主要原因之一。图 2’60 是热不平彻的几个典型 例子。图 2—60 M 中工件与夹具一边接触较紧,导热较快,另一边接触不良,

导热较慢。图 2—60 6 中工件与夹具间一边导热不良,另一边导热良好。团 2 —60 c 中焊接热源伯离中心,一边热输入量大,另一边热输入星小。图 2—60 d 中一边热容量大,导热快,另一边热容量小,导热侵,两边热不平衡引起温 度场不对抵使两边的热膨胀量不一致,造成焊接错么平板对按时,如果在长度 方向的笛边受到阻碍就会在厚度方向上形成错边。图 2—60 d 中的例子除了因 为热容量不同外,还应该考虑到两边刚度不同这个因素。剐度越大焊接边的位 移越小,这样,就进一步增加错边。厚度方向上的错过在环焊缝上是常见的。 不对称的温度场和刚度往往使焊缝两边产生不同的径向位移。团 2—6l 是刚皮 较大的封头与筒身间环焊缝两侧的不对称径向位移。秤向位移左例大于右 侧.图 262 是封头和筒身间环焊缝焊接时钳边的产生过程。由于封头一侧和筒 身一侧位移不一致,随着焊接向一个方向进行,错边不断增加的情况。 七、螺旋形变形(扭曲变形) 这类变形目前研究得还比较少。产生这种变形的原因与焊续角变形沿长度 上的分布不均匀性和工件的纵向错边有关。开放型断面的型材(加工字梁)的四 条冀绿焊缝,如果在点固后不采用适当夹具,按图 2—636 的顺序和方向焊接, 则可能产生图 2—636 那样的螺旋形变形。这是因为角变形沿着焊组长度上逐 渐增大,使构件扭转。改变焊接次序和方向,把两条柏邻的焊缝同时向同一方 向焊接,可以克服这种变形。男缘与腹板之间可能产生纵向焊接错 a9 这种错 边在如图 2—64 中的组合下将引起镕形断面构件的扭转。 在焊后形成螺旋形变 形。 八、预防焊接变形纳措施 焊接残余变形可以从设计和工艺两个方面来解决。设计上如果考虑得比较 周到, 注意减少焊接变形, 往往比单纯从工艺上来解决问题方便得多。 相反地, 如果设计考虑不周,则往措施外,还必须重视设计措施。 (一)设计措施 1.合理地选择焊经的尺寸和形式 焊缝尺寸直接关系列焊接工作量和焊 接变形的大小。焊缝尺寸九不但焊接量大,而且焊接变形也久因此,在保证结 构的承载能力的条件下,设计时应该尽量采用较小的焊缝尺 to 过急由于设计 人员对焊接了解不够,对焊缝信心不足。存在着一种片面地加大焊经尺寸的错 误倾向,对控制焊接变形不利。不合理地加大胆缝尺寸,在角焊缝上表现得更 为突出。角焊缝在许多情况下往往受力不大。例如在相当多的结构上筋板与腹 板间的焊缝,并不承受很大的应力,没有必要采用大尺寸的焊缠。但并不是说 焊缝越小越好,这里有一个工艺上的可能性问题。因为焊接尺寸太小的焊绝, 冷却速度过大,容易产生一系列焊接缺陷,如裂纹、热影响区硬度过高等等。 因此应该在保证焊接质量的前提下, 按着板的厚度来选取工艺上可能的最小焊 给尺寸。下表是对不同厚度低碳钢板的最小角焊缝尺寸、可供参考。表中板厚 是指两被焊板中之较厚者。 低合金钥由于对冷却速度敏感, 在同样厚度条件下, 最小焊脚尺寸应该比下表中的数值更大一些。 对于受力较大的丁字接头和十字 接头,在保证相同的强度条件下,采用开坡口的焊缝可以比一般角焊经减少焊 缝金属(见图 2—照 相同承裁朗力的十字接头图 2—65)对减少变形有利。 对厚 板接头来说,采用坡口焊缝的经济意义更大,因为角焊缝的尺寸与焊脚尺寸的 平方成正比,用坡口焊缝来代替角焊缝,可节省大量人力和物力。这里应该注 意的是开坡口的方法,要因地制良根据具体情况来安排。例如箱形梁的上下盖 板较厚,而两块侧板较薄,如果采用图 2—66M 的接头形式,焊缝尺寸大,如

果采用图 2—666 的接头形式,焊缝尺寸可大大减小。采用图 3—66c 的接头形 式,可以进一步减小焊缝尺寸。关于对接焊缝,不同的坡口形式所需的焊继分 后相差很九选用焊缝金属少的坡口形式,对减小变形有利。但是,这里还必须 考虑其它因素,例如工件在焊接时是否可能翻转,如果不能翻转,采用对称坡 口就会增加仰焊的工作量,因此必须全面考虑。在薄板结构中,采用接触点焊 可以减少焊接变形。以图 2—67 的两个薄板结构为例,如果采用接触点焊来代 替熔化焊,则可以省去焊后校正变形的工序。 2,尽可能减少不必要的焊缝 在焊接结构中应该力求焊缝数量少,避免不必 要的焊缝。在设计焊接结构时,常常需要采用筋板来提高板结构的稳定性和刚 性。但是为了减轻重量采用薄板,不适当地大量采用筋板,反而不经济。因为 这样做不但增加了装配和焊接工作量,而且因焊接变形大,增加校正工时。如 果适当加厚壁抵从而减少了筋板,即使结构的重量合理地选挥筋扳的形状,适 当地按排筋板的位置, 也可以减少焊缝, 提高筋扳加固的效果。 例如图 2—686, 采用槽钢来加固轴承比图 2—68。的辐射形筋板具有更好的效果,同时需要的 焊缝也比后者少。采用压型来提高平板的刚性和稳定性,可减少焊接量,从而 减少变形。例如货轮的隔舱咖咖壁,采用图 2—69。的压型板来代替用丁字形 筋板和平板焊接起来的隔舱壁(见团 2—696),焊接量大大减少,并省去了焊后 的校正工作。 3.合理地安排焊缝的位置 在设计时,安排焊缝尽可能对称于截面中性 轴,或者使焊缝接近中性轴,这对减少梁、往等一类结构的挠曲变形有良好的 效果。焊缝对称于中性轴,有可能使焊缝所引起的挠曲变形互相抵消。而焊绕 接近断面中性钠,可以减小焊缝所引起的挠曲。团 2—70。中的焊续集中在断 面中性铀以上,中性釉下面没有焊缝,而图 2—70 5 中的两条焊绝对称于中性 轴,图 2—70‘中的两条焊缝在截面的中性轴上,因此团 2—70 6 和‘的挠曲 变形小于图 2—70 M。图 2—70 d 的短筋板焊缝集中在断面中性袖以上,而图 2—70 e 的长筋板焊缝对称于南松劲.价都戒访前若为小. (二)工艺措施 在前面已经就月进行了分桥。现在自生产中预防变形的 3 1.反变形法的方法,事先估计女方向,然后在装配 D 的变形与焊接变 形 d 保持设计的要求。6 接头的角变形,可 C 垫高(见团 2—71。)因 2—66 两 种闲胜壁的形式如(囤 2—71J)所示。或者在焊接时加外力使之向反方向变形, 但是这种方法,在 Af 陈变形的效果较好,远离加外力处则较差,易使男板边 缘旦波浪形。前一方法,在大时可以用辊压法来预弯,效率更高,如图 2—71e 所示。在范壳结构上,有时需在壳体上焊接文承座之类零化焊后壳体往往产生 塌陷,影响结构尺寸的精确度。为了防止焊后文承座的塌陷,可以在焊接前将 文承座壳壁向外顶出,然后再进行焊民见团 2—725。这样做不但可以防止壳 体变形,而且少焊接内应力。在焊接梁、柱等细长构件时,如果焊缝不对称, 焊后构件往往发生较大的挠曲变防这种变形, 采用外力将构件紧压在具有足够 刚度的夹具成平台上,使它产生一个反然后进行焊接,见固 2—73d。亦可以 把两个构件背对背地固定在一起进行焊接见图 2 这样可以在没有刚性平台时 进行反变形, 也可取得良好的效果。 2—736 是两个由槽 40 板组成的构件, 图 除采用背对背的反变形外,当构件刚度太大,如起重机箱形梁等,腹板在拼焊 时做成捞挠度的(挠度方向与焊接挠度方向相反),如图 2—74,然后再进行梁 的拼焊。

2.刚性固定法 这个方法是在没有反变形的情况下,将构件加以固定来限制焊接变形。用这 种方法来预防构件的挠曲变形,只能在一定程度上减小这种变形,效果远不及反 变形。但是利用这种方法来防止角变形和波浪变形,还是比较好的。例如在焊接 法兰盘时,采用刚性固定法,可以有效地减少法兰盎的角变形,使法兰盘面保持 乎直。固定还采用了翻转架,对焊接更为方便。采用上述方法进行反变形有困难 时,可以把梁的的方法可以采用直接点固,或紧压在乎图 2—f5 田性固定法焊 接法兰投合上,或者两个法兰盘背对背地固定起来。见图 2—75I 在焊接薄板时, 在焊缝两例用夹具紧压固定,见图 2—76,可以防止波浪变形,置应该尽量接近 焊缝。压力必须均匀,其大小应该随板厚的增加而增加。总压力 i 估算: 式中 6——板厚, L——板长, , .——材料的屈服极限。 保持较高的均匀压力,一方面可以防止土件的移动,另一方面可以伎夹具 均匀可靠地导热.限制工件的高温区宽度 p 从而降低焊后的变形。为了使压力 均匀可以招压条做成带挠度的,见图 2—76,或者采用琴银式多点加压夹具。 当路板面积较大时,可以来用压铁,分别放在焊缝两侧,见图 2—77,这种方 法在船厂比较普遍采用。也可在焊缝两例点固角钢,见因 2—78。 3.合理地选挥焊接方法和规范 选用线能量较低的焊接方法,可以有效 地防止焊接变形。例如采用 co:半自动焊来代替气焊和手工电孤焊,不但效 串高,而且可以减少薄板结构的变形。在车辆生产中已广泛应用。真空电子束 焊的焊缝很窄,变形极小,可以用来焊接精度要求高的机械加工件,在精加工 后直接进的焊接,图 2—79 为在焊接前经过切削、淬火焊绝不对称的细长构件 有时可以通过选挠曲变形。例如图 2—80 中的构件,其焊缝不 3、4 到中性轴 ‘。如果采用相同 9 将大于焊缝 3、4,两者不能抵消。焊后出现用 的距离 6I. 小线能量,则完全有可能使上下挠曲变形抵消,焊后得到乎直的构件。如果在 焊接时,没有条件采用线能量较小的焊接方法,又不能进一步降低规范,则可 采用直接水冷(困 2—81),或采用钢冷却块(图 2—82)来限制和缩小焊接热场的 分布,达到减小变形的目的。这里应该注意的是,对焊接淬硕性较高的材料应 该用。 4.选择合理的装配焊接顺序 固 2—82 采用钢冷却块防止薄板焊接变形 团 2—83 带盖扳的双槽钢 焊接梁实例两个例子来说明装配焊接顺序对焊接构件变形的影响。 例 1 如图 2—B3 所示的焊接梁,是由两根槽钢、若干隔板和盖板组成。 槽钢与盖板间用消缝 l 来连接,隔扳与盖板及槽钢间分别用角焊缝 2 和 3 来连 接。这个构件可用三种不同装配焊接顺序进行生产。 第一方案 先把隔板与槽钢装配在一起,然后焊接角焊缝 3,由于焊缝 3 的大部分在榴中性轴以下,焊续的横向收缩产生上挽度/。再将盖板与梢纲加 隔扳装配起来,焊接焊缝,由于焊缝 l 位于构件断面中性轴以下,焊缝 1 的纵 向收缩引起上挠度/J。最后焊接焊缝,由于焊经 2 也是位于断面中性抽之下, 焊绽 2 的横向收缩引起上挠皮/M 最终产生上挽形,其数值为(J14/24/8)。 第二方案 先将槽钢与益板装配在一起,焊接焊绕 1,由于焊缝 l 在构件 断面中性轴以它的纵向收缩引起构件产生上挽度/h 再装配隔板, 焊接焊缝 2, 焊经 2 的横向收缩引上挠度/h 最后焊接焊缝 3,此时由于幅铜与盖扳已形成

一个整体,其中性铀从槽钢本身冲心向下移,使焊缝 3 之大部分处于中性铀以 上,因此焊缝 3 的横向收缩引起构件下挽,激值为/; 。焊后构件的最终挠度 为(J54/z—/5)。 第三方案 先将阴板与盖板装配起来,焊接焊缝 2。盖板在自由状态烬接, 只能产生描收缩和角变形。若采用压板将盖板紧压在乎台上,角变形是可以控 制的。此时由于盖板汉幅钢连接,因此它的收缩并不引起挠度,即/s=o。在 此基础上装配槽钥,焊接焊续艇上挠度/: 。再装配阀板焊接焊缝 3,引起下 挠度 J2。构件的最终挠度为(J‘—J5)。把上面三个方案作比场可以清楚地看出 不同的装配焊接顺序,得出完全不同的结果。卜方案的挽曲变形最大,第三方 案最小,第二方案介于两者之间。第三方案之所以挽曲变温小,关镀在于招焊 缝 3 的焊接按排在盖扳与槽钢焊接之前, 这样就便焊缝 2 可以自由收而它的横 向收缩力不致加到已具有较大刚度的柏钢和盖板的组合体上去。 其次招焊续接 安排在梢钢与盖板组成一个整体之后, 因为柏钢和盖板组合体的断面中性铀下 移, 使缝的中心和断面中性轴的相对位置起了转化, 由第一方案在中性轴以下, 转化到中性以上,结果产生与焊缝 15la 的挠度方向相反的下挠度,这样就进 一步减少了变形。 田 2 大型贮油罐由箱底、罐壁与顶盖组成。耀底系由许多钢板拼焊而成, 它与罐壁之间南双面角焊缝连接,见图 2—84。因为此处受力较大,所用角焊 缝的焊脚尺寸也较大,焊后产生较大的收缩力,如果不采取适当的装配焊接顺 序,4 略易使蹈底产生失稳变形,使之离开地基向上拱起高达几百毫米。解决 这个问题的关贸在于使罐壁与腮底间环焊缝的收缩不牵连到罐底的主体, 使它 能够比较自由地收缩。根据这个原则,把晒底的钢板分成两个部分,第一部分 是和罐壁直接连接的达板。第二部分是不与罐壁连接的中部板。先把中部板焊 成一体(图 2—85),焊接的顺序是从中心向两端先焊接短焊缝,使钢板联成长 条哲不与边板焊接)。然后再焊接长条间的焊缝,次序也是由中心向外侧焊接。 焊完这一部分后,先把边板与罐壁接触部分的焊缝焊好(固 2—85 之 J 部)。再 焊罐壁与边板之间的环焊继。然后焊边板之间余下的焊缝。最后焊接边板与中 部板之间的焊组见图 2—86。 从上面的两个例子可以看出,把结构适当地分成儿个部件,分别加以装配 焊接,然后再将这些焊好的部件拼焊成一个整体,可以使那些不对称的或收缩 力较大的焊继能自由地收缩,而不影响整体结构,从而控制结构的焊接变形。 按照这个原则,在装配焊接比较复杂的结构时,可把它分成几个简单的部件, 分别装焊,然后再进行总装焊接。这不但有利于控制焊接变形,而且由于作业 面扩大,也为缩短生产用期,提高生产串创造了良好的条件。在造船业中,分 段造船法(图 2—87)和车辆制造业中分部件制造车辆底架氓就是具体的例子。 九、矫正变形的方法 矫正的方法可分为两类。 (一)机械矫正法:利用外力使构件产生与焊接变形方向相反的塑性变败压 机构来矫正工字形梁的捍接变形的例子。除了采用压力机外,还可用锤击法来 延展焊缝及其周围压缩塑性交形区域的金属,达到消除焊接变形的目的。这种 方法比较简单,经常用来历正不太厚的板结抵劳动强度九表面质量不好,是锤 击法的缺点。当薄板结构的焊继比较规则时(例如直焊缠或圆周焊缠),采用辗 压法消除焊接变形效率高,质量好,具有很大的优越性。这个方法是利用囚盘 形辐轮来辗压焊缝及其两侧,使之伸长来达到消除变形的目的,见酐辗压力尸

可近似地按下式选定 服极限; 被铝压材料的弹性模量, d—一—报压轮直径; c 一一辗压轮的工作宽度 5 (二)火焰加热矫正法 本法是利用火焰局部加热时产生压缩塑性变形,使校长的金因在冷却后 收缩,来达到矫正变形的目的。火焰加热法采用一般的气焊焊亿不需要专门的 设备,方法简便,比较机动,可以在船舶等巨型结构上进行矫正,因此在生产 上广为应用。火焰矫正的效果好汛关健在于正确地选择加热位置和加热范围。 下面举几个例子来说明, 例 1 图 2 叫 o。中非对称的 n 形钢的劳弯,可以来用在上下盖板的外弯 侧加热三角形面积的办法来矫正。 非对称工字钢的上挠变形(图 2—90 6), 可在 上盖板上加热矩形面积和杠胶板上部加热三角形面积来矫正。 丁字形接头的角 变形可以采取在翼板背面加热;(团 2—90c)。 例 2 图 2—91 中薄板的失稳变形,常常采用点状加热来矫正,加热点分 布在产酌部位。加热薄板时,L13 于火馅的加热范围相对地比较九容易使薄板进 一步向外拱(图 2—92。),从而降低对加热点金属的压缩作用。在这种情况下, 利用外力来限制薄板的外拱, 对增强金届的压缩作用有利。 采用多孔板压住工件, 然后通过小孔对工件加热,可以提高矫形的效率(图 2—926)。也可以在进行加热 酌同时,在加热点周围喷水冷却来限制火焰加热的范围提高对加热点的挤压作 用,见图 2—93。但使用上述方法对具有淬硕倾向的钢材要慎重。火焰局部加热 不但可以用来矫正变瓜使构件乎宣, 也可以反过来利用它来把乎直的钢板弯曲成 各种曲面,这种方法在生产上称为水火弯板或火焰成形,用这种方法成形各种曲 面[图 2—94),具有设备简单,生产率瓦成本低质量好的优点,已在国内外许多 船厂推广[123。 图 2—91 薄板结构点状火焰矫形 火焰成形基本上采用线状加热按照工艺方法的不同可分为三种 (1)不用水冷的火焰加热成形简称空冷, (2)采用正面跟踪水冷的火焰加热成形简称正冷, (3)采用背面跟踪水冷的火焰加热成形简称背冷, 三种线状加热方法具有不问的特点: 52—3 焊接残余应力 前而已经讨论过内应力的一舶概念,以及焊接应力的产生过程。本节格讨 论焊接后残;在结构中的应力(即焊接残余应力)的分布情况,它的影响以及消 除和降低焊接残余应力措施。 讨论时将以低碳钢和低合金钢等材料制成的结构 中的焊接残余应力为典型。 一、焊接残余应力的分布 在厚度不大(6<15—20 m m)的常规焊接结构中,残余应力基本上是双轴 的,厚度:向上的应力很小。只有:征大厚度的焊接结构中,厚度方向的应力 才比较大。为了便于分抓我们把焊缝方向的应力称为纵向应力,用人表示。垂 直于焊缝方向的应力称为横向应力,用 gJ 来表示。厚度方向的应力,用。 .来 表示。下面分别加以讨论。 (—)纵向应力 在低碳钢结构中,焊缝及其附近区域中的纵向应力是拉应力,数值一般

达到材料的屈极限。这点在前面已经分析过,分析的对象是长板条和纫长构仇 现在进一步研究 ol 沿:条焊缝上的分布。图 2—97 为中心有一条焊缝的长板 条,在板条中段。 ,的分布情况是和前的分析一致的,但在长板条的四端,俏 况就不相同。因为端面 o—o 是自由边界,在它的面没有应力,久;o。紧靠端 面再取几个截面 I—I 和 H—D,其内应力的分布也不同于,段,焊缝上的。小 于。随着截面离开端面的距离肋增加,:逐渐趋近于久值,团中用直于板条平 。 面的距离来表示焊缝上久的大小。在板条的端部存在一个内应力的过渡区,这 个过渡区域里,久比较低,越接近端面。x 越低。到端面处儿;o。在板条的 中段有内应力的稳定区。但当板条比较短时,就不存在稳定区,焊缝上的纵向 应力儿小于条越短,久就越低。图 2—98 是不同焊缝长度(板条长度)时,焊维 上 ot 的分布箔况。继长度与焊缝中久的数值见图 2—99。随着铝和铣的广泛应 用,对这些金属的焊接接头中的八分布情况, 因 2—的 不同焊缝长度。 ,位 的变化 图 2—100 因简环焊缝的纵向残余应力分布试验研究。试验结果 表明,虽然应力分布总的规律和低碳钢相似,但钻材焊缝中的纵向庇力放慨一 .(母材的屈服极限)。铝材焊缝中的 ox 亦较低,仅为 o.6 般仅为 o.5 一 o.8。 造成这种情况的原因,对铣来说,则与它的膨胀系数和弹性模数较低有关,两 者的乘积 e 仅为低碳钢的 1/3 左右。对铝来说,可能是由于它的导热系数较 高的原因, 使热场的等温线接近于正圆形, 与沿焊缝同时加热的模型相差悬殊, 因而乎截面变形假设与实际出入较大。在焊接过程中材料受热膨胀,实际上受 到的限制比平额面假设时要小,因此压缩塑性交形降低,残余应力因而降低。 团筒上环形焊续引起的纵向应力(对圆筒来讲就是切向应力)的分布书平极不 同。 试验证明, 当圆简直径与厚度之比较大时,: 。 的分布和平扳上的恬况相似, 见图 2—l oo。对低陨钢来说久达到。,但当直径比较小时,oI 就有历降低。 . 例如直径 D 为 1200mM,厚度为 6mm 的低碳钢圆筒环焊缝构 tJ 人为 2loN/ mmz,而直径为 384mm,同样厚度的圆筒环焊缝中的, :为 115N/mm z。理 论分析结果表明, 由于圆筒环焊缝的半径在焊后缩八焊缝在长度上的收绍比平 板上的焊绝具有更大约自由度。因此纵向应力比干的半径 R、壁厚 5 以及塑性 变形区的宽度 6P。后者与焊接线能量和材质有关。当壁厚不变,e:随着及的 减小而降低,随着 5P 的咸小而增加(图 2—101)。 (三)横向应力 oy 垂直于焊缝的横向应力 07 的组成部分,其中一个是由于焊缝及此其附近 的塑性变形区的纵向收缩所引起的,用 oi 表示之;另一个是由焊缝及其附近 塑性变形区的横向收缩的不同时性所引起的,用 02 来表示之。团 2—102。是 一个由两块平板条对接起来的构件, 其纵向应力入的分布是焊缝及其附近的塑 性变形区为捡应力, 丙钡 0 为压应力。 光分析如果沿焊缝中心将构件一分为二, 则两块板条都相当于一侧有一条焊缝,它们将分别向外侧弯曲,如图 2—l025。 必须在两端部分加上压力,中心部分加上拉力,才能使两板条恢复到原来的位 置。可以推断,焊缝上必然存在着两端部分为压应力,中心部分为拉应力的横 向内应力 oj(图 2—l 026、 。)。压应力的最大值比拉应力大得多。焊缝长度对 oj 的影响见团 2—103。由图中可以看出,对长焊缝来队中心部分的拉应力将 有所降低逐渐趋近于氰现在来分析横向应力的另一个组成部分 02。由于焊缝 不是同时完成的,各部分有先焊和后脖之分。先焊的部分先冷却,后焊的部分 后冷却。先冷却的部分只限制后冷却部分的横向收缩,这种限制和反限制就构 成了横向 05。可见 02 的分布与焊接方向、分段方法以及焊接顺序有关。例如

把一条焊缝分成两段焊接,当从中间向两端焊时,中心部位先焊的先收缩,两 端部分后焊,后收缩,则两端焊缠的横向收缩受到中心部分的限制 c 因此,的 分布是中心部分为压应 7J,两瑞部分为拉应力(图 2—104d>。相反地,如果 从两端向中心部分焊接,卧小 L\部分为拉应力,两端部分为压应力(图 2— l046)。直通焊的 02 尾部是拉应力,中段是互力,起焊段由于必须满足平衡条 件的原因仍为拉应力,应力分布情况与国 2—l04 彪分段迟焊和分段跳焊沁。 : 的分布:洛出现多次交暂的拉应力和压应力区。值得注意的是分段跳焊法的 02 峰值较其他焊接顺序横向应力的两个组成部分六和吨是同时存在的,最终 的横向应力 oy 是它们两者的合成。对大型试件进行横向应力测定结果如图 2 —l05 中所示。横向应力在与焊缝平行的各截而上的分布大体与焊缝截面上相 似,但是离开焊缝的距离越大,应力仅就越低到边缘上 oJ=o。从图 2—106 中可以看出,离开焊缝 oy 就迅速衰队 三)厚扳中的残余应力 厚板焊接结构中除了存在着纵向应力氏和横向应力。 ,外,还存在着较大 的厚度方向的应力。近年来的试验研究结果表明,这三个方向的内应力在厚度 上的分布极不均匀。布规律,对于不同焊接工艺有较大差别。例如在厚度为 240 毫米的低碳钢电渣焊缝中,内应力分布如图 2—I 07。 。*是拉应力,从图中 可以看出,在厚度中心部位,其数值可达 180N/,其数值向表面逐渐下降到 零的数值亦以厚度中心为最大,向两表面逐渐降低,在表面。y 是压应力。9y 的分布情况与电渣烬的工艺特征有密切关系。在电波焊时,焊缝的正面和背面 装有词冷却滑块。因此靠近焊缝表面冷却较快,而中心部位冷却较侵。后者的 收缩就受到周围金属的限制,因此中心部分为较高的投济力。与此相反,在低 碳钢多层焊接时,在厚度上的内应力。、y7 的分布,表面为较高的拉应力。 : 几的数值较小,有可能为压应力,亦有可能为拉应力。图 2—108 为 80mm 厚, v 型坡口对接接头多层焊在厚度上的内应力分布情况。值得注意的是横向应力 07 的分布,在对接好缝的根部, ,的数值极高,大大超过材料的屈服极限,造 成这个现象的原因是多层焊时,每焊一层都使焊接接头产生一次角变形,在根 部引起一次拉伸塑性变形。 多次塑性变形的积累, 使这部分金属产生应变硬化, 应力不断上升,在严重的情况下,甚至可达金属的强度极限。h 导致焊缝校部 开裂。如果焊接接头的角变形受到阻碍,则有可能在根部产生压应力。有些合 金结构钢厚板焊接接头的研究结果表明:横向应力 gy 在厚度上的分布规律与 低碳钢不同。例如 10c r2M。钢 300mm 厚板的双 u 形多道焊缝(图 2—l09。) 中心线上的表面核门应力比表面层以下的焊缝金属低, 其数值接近于零(见图 2 —1096)。表面 07 在 y 轴上的分布见团 2—109c,从图上可以看出,r7 在离焊 趾 20mm 处有一蜂值, 这种分布规律可能与该钢的相变温度较低和焊缝较窄较 深有关。应该指出,横向应力 07 在厚度上的分布规律虽然对于同一接头大致 相似,但其数值与测点的位置有关,在一个测点上 r7 的平均值可能是正的也 可能是负的。 (四)在拘束状态下焊接的内应力 前面分析的焊接接头中的内应力,都是构件在自由状态下焊接时所产生 的。在生产中往往全遇到这种情况,构件是在受拘束的情况下焊接的。例如图 2—110 中的一个金属框架,它的中心构件上有一条对接炽缝,这条焊缝的横 向收缩受到框架的限制,在框架中心部分引起披应力,h 这种应力并不在该截 面中平衡, 而平衡于整个框架截面上, 这种应力称为反作用内应力。 除此以外,

这条焊缝还引起与自由状态下焊接相似的横向内应力 07。焊接接头的实际核 向内应力应该是这两项内应力的综合。如果框架中心构件上朗焊缝是纵向的, 则由焊缝引起的纵向收缩受到限制,特产生纵向反作用内应力”h 与此同时, 焊缝还将引起纵向应力, ‘,最终的纵向内应力特是两者的综合。当然这种综 合不是简单的叠女 11,因为最大应力受到 rd 服慑服 e*的限汹,见田 2—111。 由 1;反 41:风吸力是拉应力,且分布范围大,Xj 结构的影响较大,在设计 和施工时应注意采取措施消除或减少。 (五)封闭焊缝所引起的内应力 在容器、船舶等板壳结构中,经常会遇到如图 2—112 所示的焊接接管、 入孔接头和钮块之类的情况。这些环绕着接管,镕块等的焊缝构成一个封闭回 队称之为封闭焊缝。封闭焊缝是在较大拘束下焊接的,因此内应力比自由状态 时大。下面举一个直径。为一米、厚度为 12 毫米的圆盘,于其中心开孔焊接 各种直径 d66 锻决,其内应力的分布情况见图 2—113。吨为径向应力,为切 向应力。从图中可以看出,径向内应力 or 为拉应力。切向应力在焊始附近最 大,为拉应力。由焊缝向外侧逐渐下降为压应力。由焊缝向中心,则 r6 到达 一均匀值。在镊块中部有一个均匀双铀应力场,切向应力 06 和径向应力 or 相 等,其数值与镶块直径 d 和因盘外径 D 之比值有关。d/D 越小,拘束度越九 镶块中的内应力也越大。由此可见,结构的刚度越大,拘束皮越大,内应力也 越大。当然,不仅应该考虑到整个结构的刚度,同时也要考虑镊入部件本身的 刚度。接管由于本身的刚度较小,其内应力一胶比模块的小。 (六)相变应力 当金属发生相变时,其比容将有一个突变。例如对被钢来说 p 当奥氏仲转变 为铁素体或马氏体时,其比容将增大。相反方向的转变比固 24 佣 回盘绍块封 闭焊缝所引起的焊接应力加热时,低碳钠的相变温度在 AG 广 A, 。之间。冷却 时,相变温度稍低。但在一般的焊接冷却速度下仍高于低碳钢的 yP(600。c)。图 2—114。是低碳钢在加热和冷却时的膨胀曲线,横坐标为膨胀或收缩时的应变量 (57), 纵坐标为温度。 一些向强度钢在加热时的相变温度仍高于 yf,但在冷却时, 相变温度邮远低于 7f(见图 2—1146),在这种情况下,相变将影响残余应力的分 布。当奥氏体转变时,比容增大,不但可能抵消焊接时的部分压纳塑性变形,减 少残余拉应力,甚至可能出现较大的压应力。下面将分析两块板对接焊时的相变 应力,假设母材的奥氏体转变温度低于 7h 而焊缝为不产生相变的奥氏体钢,则 最高温度到达 A。 。以上的近缝区(6。)内的金属在冷却时其体积膨胀。在分折时 暂不考虑塑性变形区内的金屑的压缩塑性变形的影响。6。区内的相交将带来压 应力。 在其它区域内格出现拉应力。 这种应力称之为相变应力纵向相变应力(, l) . 的分布情况见图 2—115。 。除了相变所引起的应力,外,还存在着焊接时温度不 均匀所引起的局部塑性交形和由此造成的纵向内应力(。l),见图 2—1156。因此 员终的内应力将是。 :和。 的综合, 见图 2—115co 如果焊缝材料与母材相 。x 同,则好继金届在冷却时也将和近缝区一样,在比较低的温度下发生相变。最终 的内应力如图 2—I15d 所示。在 6.区内,相变时所产生的局部纵向膨胀,不但 能引起纵向相变应力而且也可以引起横向相变攻现压应力,见图 2—116。同样, 5.区在厚度方向的膨胀将产生厚度方向的相变应力(。 。4)。根据同样的分析, 它也将引起横向相交应力。在乎扳表面为拉应力,见图 2—U 7。从上述分析可 以看出相变不但在 6l 区产生压应力。:。”而且可以引起拉应力 e·y,其数值 。,。 也可以相当大。这种拉仲应力是产生冷裂纹的原因之一。

三、焊接残余应力的影响 在这部分内,将从几个方面来讨论内应力的影响以及产生影响的条件 G (一)内应力对静裁强度的影响 假设有一构件,其内应力分布如 B2—118 所示,中间部分为拉应力,两侧为压 应力。构件在拉力 P 作用下产生拉应力。(。=P/F=P/B·6,F 为构件截面 积,5 为构件宽为构件厚度)。由于。的作用,构件内部的应力分布将发生变化 随着,的增加,构件两侧部分原来的压应力逐渐减少而转变为拉应力,而构件 中部的拉应力则与外力叠加。如果材料具有足够的塑性,当应力的峰值达到, 16,该区域中的应力就不再增加,而产生塑性变形。其余区域应力未达到?” 则随着外力的增加应力还继续增加,整个额面上的应力逐渐均匀化,直到构件 截面上的全部应力都达到。 。应力就全面均匀化了。这时外力的大小可以用面 积。i 来表示。如果构件内没有内应力,要同样使整个截面应力都达到入,所 需些的外力 P=ol x F=久 x B x 6, 其数值可用矩形面积 d o 6f 来表示。 因为内 应力是内部平衡的应力,顶积 d e/=面积 6c J?面积/8A,故面积。6c d e/A ‘和面积相等。由此可见,只要材料有足够的延性,能进行塑性交形,内应力 的存在并不影响构件的承载能力。也就是说对强度没有影响。现在我们再米分 析材料处于呢性状态对的情况,见图 2—119。由于材料不能进行理性交形, 随着外力的增加,在构件上不可能产生应力均匀化,应力炼值不断增加,一直 到达材判的强度极限吮,发生局部破坏,而最后导致整个构件断裂。塑性变形 ), 产生的必要条件是切应力的存在, 材料在单轴应力, 的作用下(见图 2—720。 最大扔应力?m。 :=。/2。在三独等值拉应力(。 。=gy=。l)作用下(见固 2— 120 6)切应力?m。 :=o,在这种情况下,就不可能产生塑性变形。因此,三铀 拉伸内应力将阻碍纽性变形的产生,在一定条件下对承载能力有不利影响。上 面分析的是光滑构仇即在构件中没有严重的应力集中的情况。 关于焊接内应力 对带有尖锻缺口的构件强度的影响将在第四章焊接结构的脆断 Nt4 论。 二)内应力对疲劳强度的影响见第五章。 (三)内应力对机械加工精度的影响 固 2420 单赖和三铂应力状态机械 切削加工把一部分材料从工件上切久如果工仍:中存在着内应力,那么把一部分 材料切去的同叭把原先在那里的内应力也一起去掉, 从而破坏了原来工件中内应 力的平际使工件产生变形。加工精度也就受到了影响。例如在焊接丁字形零件上 (见图 2—12U 加工一个平面, 会引起工件的挠曲变形。 但这种变形由于工件在加 工过程中受到夹持,不能充分地表现出来,只有在加工完毕后松开夹具时变形才 能充分地表现出来。这样,它就破坏了己加工平面的精度。又例如焊接齿轮箱的 轴孔(见图 2—1216),加工第二个轴孔所引起的变形将影响第一个已加工过的轴 孔的精度。 保证加工精度的最彻底的办法是先消除焊接内应力然屑再进行机 械加工。但是,有时也可以在机械加工丁艺上做一些调整来达到达个目的。例如 在加工图 2—121d 零件时,可以分几次加工,每加工一次适当放松夹具,位工件 的变形充分表现出来。重新垫好工件后再行紧固,然后再按照这个办法加工第二 次,第三次……,加工量逐次递减。又例如在加工几个轴孔时,避免将一个轴孔 全部加工完毕后再加工另一个, 而采用分几次交替加工的办法, 每次加工量递减, 这样可以提雨加工精度。当然这种方法很不方便,只有非常必要时才采用。这里 还应该注意的另一个问题就是焊接应力是否长期稳定, 亦即焊接应力是否会在良 期存放过程中随时间变化而破坏已经加工完毕的工件尺寸的精度。 这一点对精度 要求高的构件,如精密机床的床身,大型量具的框架等是十分重要的。长期存放

实验证明许多结构钢中的焊接应力是不稳定的。它随着时间不断地变化。不问材 9;冲的内应力不稳定程度有较大差异。低碳钢 A3 在宝温 20℃下存淑原始应力 24000N/cM: ,经过两个月降低 2.5%。如果原始应力较小,则降低的百分比 例如在 100。 相应减少。 但随着存放温度的—kg 卜应力降低的百分比特迅速增加。 c 下存放,应力降低为 20。cgl 的 1z 倍。这种应力不稳定性的根源是 A 3 在室温 下的蠕变和应力松弛。30c rMns5,25c rMn6,12c r5M。 ,20C?M。s1N1 等高强 度合金结构钢在焊后产生残余奥氏体。 这种奥氏体在垒温存放过程中不断转化为 马氏体。内应力因马氏体的膨胀而降低。其降低百分比远远超过低碳钢。试验表 明 35 号钢和 4c rls 等钢材焊后在室温和稍高温度下存放发生内应力增加的相反 现象。 这是焊后产生的淬火马氏体逐渐转化为回火马氏体过程中体积有所缩小所 引起的。由于上述合金钢和中碳铂焊后产生不稳定组织,因此内应力不稳定,构 件的尺寸也不稳定。枚为了保证构件的尺寸的高精巴焊后必须进行热处理。低碳 钢焊历虽具有比较稳定的组织,尺.f 稳定性相对来说比较高,但长期存放巾田 蜕变和应力松弛,尺寸仍然有少量变化,因此对精度要求高的构件仍应先做消陈 应力处理。然后再进行机械加工。 (四)内应力对受压杆件稳定性的影响 关于焊接内应力使构件产生局部失稳的问题已在前面波浪变形一节内讨论比 这里不再重复。杆件(如校,柿架中的压杆等)在压力作用下可能发生整体失稳 现象。从材料力学的基本理论得知,两端铰文的受压杆件,在弹性范围内工作 时,其失稳的临界应力。 。可由下式求得 2——为弹性模量; 『——为受压杆件的自由长肠 J——为构件截面惯性矩, F——为截面积。 式亦可用下列形式来表达 A——长细则= 由式可见。.勺 A2 以反比。当受压构件在弹性极限 . 以上工作时,其临界应力与材料的弹塑性参数:屈服极限、冷作硬化指数等有 关。现在来分析焊接内应力对受压构件稳定性的影响。69 面已讨论过焊接内 应力在构件中是平衡的。 构件截面上的压缩内应力格与外载所引起的压应力叠 加。应力的叠加使压应力区先期到达屈服极限 ol。该区应力不再增加,从而使 该区丧失进一步承受外力的能力。这样就相当于削弱构件的有效面积。另一方 面拉应力区中的拉应力与外载引起的压应力方向相反, 使这部分截面积中的应 力晚于其它部分到达屈服极限。。固 A,该区还有可能继续承受外力。以焊接 . H 形受压什件为例,见图 2—122。其纵向焊接应力的分布如图 2—122。所示, 当外力引起的压应力,P4。’几时,应力的分布将如图 2—1226 所示。这样, : 有效面积将从严缩小到 F’(图中用剖面线表示)。而有效面积的惯性矩将从 J: 减至 J5。 因为对 x—x 轴惯性短 Jl=2x55x6b/U(腹板对 x 一又轴的惯性矩忽略 不计),所以 J:与 B。成正比。而 x=2M(D’)。x 56/U,J5 么 J, 。而 F’虽 然小于 F,但 J:/J5>厂/F’ ,故 L>rj(入=√J,/F;rj=√天 7F 厂)。因 此,当构件的压缩内应力区中的压应力和外栽引起的应力达到,, 其长细比 ’ A5=f/r: ,它将大于 A.l=‘/r。临界应力将比没有内应力对低。如果内应 力的分布与上述储况相反,即在离中性袖的翼缘边为拉应力,使有效面积分布 在离中性轴较远处, 则情况就大有好转。 翼缘采用气割加工或是由几块板叠焊, 都可能在男缘边产生拉伸内应力,如 2—123 所示。 试验证明,焊接丹形受压

构件,焊后不处理的比焊后高温回火消除内应力的临界应力低 20 一 30%。而 焊后又在边缘进行堆焊则临界应力可提高, 其数值几乎与高温回火消除内应力 的构件相等。 箱形截面的受压杆件, 由于拉应力区离中性轴较远(见图 2—124), 消除内应力与未消除内应力的临界应力相差不多。应该指出,内应力的影响只 在构件的一定的长细比 A 范围内起作用。当杆件的 A 较大(>150),它的临界 应力本来就比较低时,或者当内应力的应力分布数值较低时,外载应力与内应 力之莉浓失稳前仍末达到。,则内应力对稳定性不会产生影响。此外,当杆件 , 的 A 较小(<30),相对偏心又不大(<o.1)时,其临界应力主要决定于杆件的 全面屈服,内应力也不致产生影响。对男缘的宽度与厚度的比份(月/6D)较大 的灯形截面,压缩内应力将降低男绕的局部稳定性。局部失稳可能引起构件整 体失稳。在这种情况下,焊接内应力对整体检定购影响则可能主要通过这一因 素起作用。 (五)对刚度的影响 构件受拉时,如果应力没有达到屈服极限则构件的仲长与作用力有如下 的关系(固 2—125 中的 03 线): 式中 P———外力; 1 一—构件 6 级 召——弹性模量; F——构件截面积(=D x 6)。 可以用 tx《=P/AL=5x F/L 来表征构件的刚度。 图 2425 内 应力对刚度的影响现在来分折一下内应力的影响。假设构件中心有一条焊缝, 其内应力的分布如图 2—t25 所示,在焊缝附近 6 区中内应力为拉应力。l,两 例为压应力 03。e,一般等于,在外力尸作用下,由十 6 区中的应力已达到, *,应力不能继续增加,也就是说 6 区不能再承受负载,而由 6 区以外的(5— 6)M 6 来承受,有效面积因此有所缩小。在这种情况下,构件的伸长将为 di’ =万来大 15 比没有内应力情况时大,即 A 乙’>ALo 刚度指标 t8。f=尸/A 工 f=(B 比没有内应力情况时小。t8。 ’<t8。 。构件在拉力 P 作用下的伸长过 程在图 2—1256 中可用。一 1 来表示。在披伸过程中构件各截面作平行移动, b 区中这种移动只产生拉伸塑性变形,应力仍保持为。,而在区内,应力上升 ’ 到,z?尸八盈一 6=x 6。在卸载时,各截面作反方向的平行移动,我们把它称 为回弹。 在这个过程中并不产生新的塑性变抵各区中的应力均匀下降 P/5x 6。 在 6 区中的应力下降到六一尸/B×6。在(B—5)区中的应力下降到[,24 尸/ (5—6)M 63—[户/5x 63,商区中的内应力都比加裁前低。构件的回弹量为 P x L/B x 6x E,等于无内应力时的拉仲变形 AI,这个过程在图 2—12569 用 1— 2 表示。 t 一 2 与。一 5 平行,卸载后,在构件上还保留有一个拉伸变形星 o 一 2 等于 A] 一 AL。 ‘ 归纳起来: 侣使构件中存在着与外力方向一致的内应力, 而内应力的数值又达到。,则在外力作用下刚度格降低,而且在卸裁后构件的 . 原来尺寸也不能完全恢复。刚度的降低程度与 6/5 的比值有矢,6 所占的比 例越大, 对刚度的影响也越大。 再来分折另一种情况: oi<。。 ’ 由于。 比。 小, : . 在外加拉力作用下 6 区还可以承受—部分载衍, 在外力作用下构件整个截面上 的应力都增加。因此加栽过程起初是技。一 s 线进行的,与没有内应力的情况 完全一致。这种情况一直继续到外载引起的应力与 e,之和达到止。在因 2— 1256 上用 1’点表示。如果进一步增加 P 值, 6 区中应力不再上升,而产生 塑性变形,这时又出现前面一种情况,构件的有效面积缩小,加载过程用 l’

一 2’表示,卸载时的请况与前一情况相同用 2’一 3’表示。2’一 3’与 o 一 5 平行。回弹量小于拉伸变形。第一种情况,经过一次加载和卸载后, 6 区 内的内应力已由从来的久下降到九—P/5x 6 如果对这个构件再以同样大小的 外力加载一沈可以发现这次加我和第一次不同, 所引起的应力与内应力之和恰 巧等于。。加载过程完全是弹性的。卸载后圆弹量与拉伸变形相同。从这里可 . 以得出一个重要的结论即焊接构件经过一次加载和卸载厉,如再加裁,只要其 大小不超过前一次,内应力就不再起作用,外载也不影响内应力的分布。当然 这个结论只适用于静载,对频率较高、次数较多的变孰荷另当别论,这一点后 面还要讨论。前述的分析,不仅适用于构件的拉仲,亦可用于其它加载方式, 如构件的弯曲等。 例如工字梁的弯曲, 绦焊级附近区域 Fl(图 2—12B 中有剖面 线的部分)中的内应力达到”,与外旭/J 矩射引起的拉应力符号相同,将引起 ’ 塑性变形,截面的有效惯性矩 J’将比没内应力时小。因此挠曲变形比没有内 应力时大,刚度有所下降。下降的程度不但与 F 功大小有关,而且与 F.M 位 贷有关,焊缀靠近中性轴时则对刚度影响小。前面谈到的是纵向焊缝引起的内 应力,F,N 面积占总面积比较小。在实际生产中横向焊缝和火焰校正,都可 能在相当大的截面上产生较大的拉应力。虽然它们在长度方向的分布范围较 小, 但是它们对刚度的影响仍不可忽视。 特别是采用大量火焰校正后的焊接梁, 在加栽后可能产生较大的变形,而卸载后回弹量不足,应予重视。 (六)内应力对应力腐蚀开裂的影响 应力腐蚀开裂(简称应力腐蚀)是拉应力和腐蚀共同作用下产生裂纹的一 种现象。 某些金属在一定的介质里, 例如低碳钢在 NaoH 溶液, NH4No: 溶液, 干燥的 NH:和 112s 等介质中,18—8 奥氏体钢在 M8c1:溶液和氯化物和水 汽等介质中承受拉力可能出现斑纹。 应力腐蚀过程大致可分为三个阶汰第一阶 段,局部腐蚀造成小腐蚀坑和其它形式的应力集中,以后又逐渐发展成为微小 裂纸第二阶段中,在腐蚀作用下,金属从裂纹尖端面不断地被腐蚀掉,而在应 力作用下又不断地产生新的表面,这些表面又进一步披腐蚀。这样在应力和腐 蚀的交替共同作用下裂纹逐渐扩展。第三阶段,当裂纹扩展到一临界值,裂纹 就在应力作用下以极快的速度扩展造成脆性断裂。 最后这个阶段在有些结构上 并不一定能发生,例如器,当裂纹扩展到一定程度容器就可能先发生泄漏,此 时裂纹可能停止扩展。由应力腐蚀引起断裂所需的时间与应力大小有关。图 2 —127 是 18—8 和 25—20 两种铬镍不锈钥的应力与断裂时间关系图。在曲线 以下不发生断裂,在曲线以上发生断裂。由图上可见应耀☆琐力越大,发生断 裂所需时间越短。应力越小,发生断裂所需时间越久这里的应力不必分工作应 力和内应力,它们同样对应力腐蚀起作用。有些结构的工作应力比较低,本来 不致于在规定使用年限内产生应力腐蚀。但是焊接后由于焊接应力较大,内应 力和工作应力叠加促使焊缝附近很快产生应力腐蚀。对于这种结构,采取适当 的消除应力措施,是有利于提高抗腐蚀能力的。当然消除内应力并不是唯一的 方法,也可以采取其它措施来解决这个问题。炳如,在结构与介质的接触面上 涂保护涂层,在介质中加入缓蚀剂;选用防腐性较好的材料等等。 三、在焊接过程中调节内应力的措施 在焊接过程中采用一些简单的工艺措施往往可以调节内应力,降低残余内 应力的峰值,避免在大面积内 j“生较大的拉应力,并佼内应力分布更为合理。 这些措施不但可以降低残余应力,而且也可以降低焊接团入 127 不锈钢的应 力肋蚀开裂—‘c r18H 59Ti6Sg A—cf 船 N120F 曰领在 42KM6ck0 魔 0 藏 6

过程中的内应力。因此有利于消除焊接裂纹。 (一)采用合理的焊接顺序和方向 尽量使焊缝能自由收缩,先焊收缩量比较应先焊盖板的对接焊缝 1,后焊 接板和工字钢从而减少内应力。先焊工作时受力较大的焊缝,如在工地烬后焊 接,先焊受力最大的翼缘对接焊缝 1,然缝 3,见图 2—129。这样的焊接次序 可以使受力较大的具缘焊绕预先承受压应力,而旗板则为拉应力。冀线角焊经 团在最后焊接,则可使腹板有一定的收缩余地,同 D:辽可以在焊接翼极对接 焊缝时采取反变形措施,防止广生角变形。试验证明,用这种焊接次序焊接的 弛疲劳强度比先焊腔板后焊翼板的高 30%。12 字钢构件,强自由收缩,8 绿 角焊缝最淳接男缘角焊团 2 个 2g 按受力大小确定焊接顺序 2、 2——” h9l 3 —0DQ 在拼板时,应先焊诺开的短焊缝,然后再焊直通长焊缝,见图 2— 130。如图采用相反的次序,即光焊焊缝 3,再焊焊继 l 和 2,则由于短缝的横 向收缩受到限制特产生根大的拉应力。在焊接交叉(不论是丁字交叉或十字交 叉)焊缝时,应该特别注意交叉处的焊缝质量。如果在接近纵向焊经的横向焊 缝处有缺陷(如末焊透等),则这些缺陷正好位于纵焊缝的拉伸应力场中,见图 2—131,造成复杂的三轴应力状态。此外,缺陷尖端部位的金属,在焊接过程 中不但经受了一次焊接热循环,而且由于应变集中的原因,同时又受到了一次 比其它没有缺陷地区大得多的挤压和拉伸塑性交形的过程, 消耗了材料的塑性 对强度大为不利。这里往往是脆性断裂的根源。 自由度较小的焊缝时, 可以采用反变形 (二)在焊接封闭焊缝或其它刚性较大, 法来增加焊缝的自由度,见图 2—132。 (三)锤击或辗压焊缝 每焊一道焊缝用带小圆孤面的风枪或小手锤锤击焊缝区,使焊缝得到延 伸,从而降低内应力。锤击应保持均匀、适度,避免锤击过份产生裂纹。采用 图 2—89 中的辗压氏亦可有效地降低内应力。 (四)在结构适当部位加热使之伸长 加热区的伸长带动焊接部位,使它产生一个与捍缝收缩方向相反的变形。 在冷却时,加热区的收缩和焊缝的收缩方向相同,使焊经能自由地收缩,从而 降低内应力。其过程见图 2—133。利用这个原理可以焊接一些刚性比较大的 焊缝,获得降低内应力的效果。例如图 2—134。所示的大皮带轮或齿轮的某 一轮幅需要焊修,为了减少内应力,则在需焊修的轮幅两侧轮缘上进行加热, 使轮幅向外产生变形。而图 2—1345,焊缝在轮缘上,则应在焊经两侧的轮幅 上进行加热,使轮缘焊缝产生反变形,然后进行焊接,都可取得良好的降低焊 接应方网“侧的效果。 四、焊后消除焊接内应力的方法 由于焊接内应力的不利影响只有在一定的条件下才表现出来。例如,对常 用的低碳钢及低合金结构钢来说, 只有在工作温度低于某一临界值以及存在严 重缺陷的情况下才有可能降低其静载强度。 要保证焊接结构不产生低应力脆性 断裂,是可以从合理选材,改进焊接工艺,加强质量检查,避免严重缺陷来解 决的。消除内应力仅仅是其中的一种方法。事实证明,许多焊接结构未经消除 内应力的处理,也能安全运行。焊接结构是否需要消除内应力,采用什么消除 内应力方法,i 等方面综合考虑。日根据生产实践经验,科学实验以及经济效 果焊后消除内应力的方法可分为:整体高温团火、及振动法等几种。前面种方 法在降低内应力的同则性。下面将各种方法分述如下:

(一)整体高温回火 这个方法是将整个焊接构判:加热到一定温度,然后保温一段时间,再冷 却。消除内应力的效果主要取决于加热的温度,材料的成分和组织,也和皮力 状态,保温时间有关。对于同一种材料,回火温度越高,时间越长,应力也就 消除得越彻底。图 2—135 为低碳钥 A 3 在 500、 、550 七、600‘C、5500C 卜, 经过不同的时间保温后的内应力消除效果。 热强性好的材料消除内应力所需要 的回 火温度比热强性差的高,在同样的回火温度和时间下,单轴拉仰应力的消除比双 劝和三轴的效果好。内应力约消除与许多因素有关,回火规范的确定必须根据生 产具体密况而定。对于一些重要结构,如锅炉、化工容器等结构都有专门的规程 予以规定。下面是一些常用钢材消除内应力的回火温度,供参考(表 2—7)。 回火保温时间目前生产中按厚度来确定,厚度越大,保温时间题长。 回火处理的费用与回火时间长短有关。 从消除内应力的需要看保温时间并不一 定那么长。在结构尺寸不太大时,一般处理都在加热炉内进行。但遇到结构太 大,如大型厚壁容器、球罐、原子能发电站设备的压力外完等,无法在炉内进 行,则可采用在容器外壁复益绝热层,而在容器内部用电阻加热器或火焰来进 行处理。无论采用炉内处理或后一种方法,费用都比较九因此是否采用热处理 都需要权衡利弊,全面分析后确定。应该指出,对于不同膨胀系数的金属组成 的焊接结构,例如奥氏体钢和马氏体钢、奥氏体钢和珠光体钢,虽然回火处理 后可以消除焊接应力,但又将产生由于不同膨胀系数而引起的新的内应力。 (二)局部高温回火处理 这种处理方法是把焊缝周围的一个局部区域进行加热。由于这种方法带有 局部加热的性质,因此消除应力的效果不如整体处理,它只能降低应力降值, 而不能完全消除。但局部处理可以改善焊接接头的机械性能。处理的对象只限 图 243e 管接头焊缝局部回火消除内应力 于比较简单的焊接接头。局部 处理可用电阻、红外、火焰和感应加热(对 的温度分布厚大件,可采用土 额感应加热)。消除应力的效果与温度分布有关,而温度分布又与加热区的范 围有关。为了取得较好的降低应力的效果,应该保证足够的加热宽度。例如在 进行图 2—136 所示的管道焊接接头局部处理时,应该使焊缝附近部位的温度 这样分布:离焊缝中心 B 处的温度 y)十 7,’ .。5=2.5√万了了(7m.x 为焊 缝处的最高温氏月为管道半径, 6 为管壁厚度)。例如对直径 loom 贝,厚度 为 8m 四的钢管,如果国火温度为 6500c,根据公式计算 5=2.5√而了了= 50 则,即离开焊缝中心 50mm 处的温度应不低子 325、 。一般加热 5B 宽度可 取 5√万歹了。乎板对接接头的加热宽度取与接头长度相等。必须指出,在复 杂结构中采用局部热处理叭存在产生较大的反作用内应力的危险。 (三)机械拉伸法(过载法) 在前面关于内应力对刚度的影响一节里巳讨论 6l 通过一次加裁拉伸, 拉应 力区(在焊绕及其附近的纵向应力一般为?,)在外我的作用下产生拉仲塑性交 形。它的方向与焊接刑产生的压缩塑性交形相反。因为焊接残余内应力正是由 于局部压缩塑性变形引起的,加毅应力,压缩塑性变形就抵消的越多,内应力 也就消除的越彻底。从团 2—137 中可以比较清楚地看到加载前、加载后和卸 载后的应力分布情况。当拉伸应力为。 。时,经过加载卸裁,消除的内应力相 当于外载荷产生的平均应力。当外裁荷仲截面全面屈服时,内应力可以全部消 除。机械拉仲消除内应力对一些焊接容器特别有意义。它可以通过液压试验来

解决。液压试验根据不同的具体结构,采用一定的过载系数。液压试验的介质 一般为此也可以用其它介质。 这里应该指出的是液压试验介质的温度最好能高 于容器材粉勺脆性断裂临界温度,以免在加载时发生脆断。这种事故国内外都 曾友生过。对应力腐蚀敏感的材料,要慎重选择试介质。在试验时采用声发射 监测是防止试验中肪断的有益措施。 (四)温差拉伸法(又称低温消除应力法) 这个方法的基本原理与机械拉伸法相同,是利用拉伸来抵消焊接时所产生 的压缩塑性变形的。所不同的是机械拉伸法利用外力来进行拉仰,而本法则是 利用局部加热的温差来拉神焊维区。它的具体做法是这样的:在焊缝两例各用 一个适当宽度的氧—乙炔焰矩加瓶在焰矩后面一定距离用一个带有排孔的水 管喷头冷却。焰矩和喷水管以相同速度向前移动(见图 2—138)。这样就造成了 一个两侧温度高(其峰值约为 200lc),焊缝区温度低(约为 100℃)酌温度场。两 侧金属受热膨胀对温度较低的区域进行拉伸,起了相当于如图 2—139 所示千 斤顶的作用。利用温差拉伸这个方沧如果规范选择份当,可以取得较好的消除 应力效果。下面一些规范可作参考(表 2—8)。焰矩宽度为 100M m 对。每个焰 矩乙炔消耗量为 17 贝’/h,耗水量 5—6L/mtn,焰短与水管距离为 130mm。 上述规范适用于 g5<500N/mm’的低碳钢,这个方法在焊缝比较规则淳度又 不太大的板壳结构上,如容器、船舶等有一定的应用价值。 (五)振动法 试验证明,当变裁荷达到一定数值,经过多次循环加载后,结构中的内 应力逐渐降低。 例如截面为 30mux 50mm 一例经过堆焊的试件, 经过多次应力 循环后,内应力不断下降(见固 2—140)。由试验结果可以看出,从内应力的消 除效果看,振动法比用同样大小的静载拉伸好。内应力在变戴荷下降低的原理 有两种不同的意见。一种意见认为在变载荷下材料的 ol 有所降低,因此内应 力在变载荷下比较容易消除。 另一种看法是变载荷增加了金属中原子的振动能 量,其效果与回火加热相当,使原子较易克服陈氏产生应力松弛。但后一种意 见缺乏充分的理论依执因为原子的振动的郎串比外加的机械振动颇串大几个 数量级。据报道,用振动法来消除碳钢、不锈钢以及某些铬合金结构中的内应 力可取得较好的效果。这种方法的优点是设备简单而价熙,处理成本低,时间 比较瓶没有高温回火时的金属氧化问题。 但是这种方法也存在——些问题有待 进一步研究。例如,如何在比较复杂的结构中根据需要使内应力均匀地阵恤如 何控制振动使它既能消除内应力,又不致于降低结构的皮劳强度等。 五、焊接残余应力的测定 常用的残余应力测试方法, 拉其原理可分为: 应力释放法和 x 射线法两种。 较精确的结果,但是破坏性大。 2.套孔法 本法采用套料钻孔加工环形孔来释放应力(图 2—143)。如果 在环形孔内部预先贴上应变片或加工标距孔, 则可测出释放后的应变量箕出内 应力。下列公式为 1gI 得三个应变量(缀,G9 与 cc 互成 45·角)后,推算主应 力和主应力方向的计算公式:4=等于在一般倍况下,环形孔的深度只要达到 (o.6 一 o。8)D,应力即可基本释放,本法的破坏性较小。 3.小孔法 本法的原理是这样的,在应力场中钻一小孔,应力的平衡受 到破巩则钻孔周围的应力将重新调整。酗得孔附近的应变变化,就可以用弹性 力学来推算出小孔处的应力。具体步骤如下;在离钻孔中心一定距离处粘贴几 个应变片,应变片之间保持一定角度。然后钻孔测出各片的应变.图 2—144

共有三个应变片,每片间隔 45。 ,主应力和它的方向按下式推氮本法在度力释 放法中破坏性最小,可用 d 2—43 官孔,孔深达(o.8—1。o)D 时针应变片的 数值即趋于稳定。采用盲孔时 A196I 应该用实验来标定。钻孔法结果的精确性 取决于应变片粘贴位置的准确性。孔径越小对相对位置的准确性要求越高。本 法亦可用表面涂光弹性薄膜或脆性漆来测定应变,但后者往往是定性的。 d.逐层铣创法 当具有内应力的物体被铣创一层后,则该物体将产生一定的 变形。 彬据变形量的大小, 可以推算出被铣创层内的应力。 这样逐层往下铣削, 每铣削一层,测一次变形,根据每次铣削所得的变形差值,就可以算出各层在 铣削前的内应力。这里必须注意的是这样算出的内应力还不是原始内应力。因 为这样算得的第 M 层内应力,实际上只是已铣削去(M—1)层石存在于该层中 的内应力。而每切去一层,都要使该层的应力发生一次变化。要求出第 M 层 中的原始内应力就必须扣除在它前面(M 一 1)层的影响。从上面的分析可以看 出, 利用本法则内应力有较大的加工量和计算量。 但是本法有—个很大的优点, 它可以测定内应力梯皮较大的情况, 例如经过堆焊的复合钢板中的内应力的分 相,可以比较准确地通过对其挠度或曲率的变化的测量推算出来。 (二)x 射线衍射法 晶体在应力作用下原子间的距离发生变化,其变化与应力成正比。如果能 直接测得晶格尺寸,则可不破坏物体而直接测山内应力的数值。当 x 射线以掠 角 9 入射到晶面上时(图,如能满足公式 2d2io 6=oA 式中 J 为晶面之间的距离,A 为又射线的波长,M 为任 正整数,则又射线 在反射角方向上将因干涉而加强。根据这一原理可以求出 d 值。用又射线以不 同角度入射物休表面,则可副出不同方向的 d 值,从而求得表面内应力。本法 的最大优点是它的非破坏性。但它的缺点易只能测表面应力,对被测表面要求 较高;要求避免由局部塑性变形所引起的干扰,酗试所用设备比较昂贵。除以 上两种内应力测定方法外,还有电磁法和硬度法。这两种方法都是利用对一种 与应力大小直接有关的性能的测定来估算内应力的方法。 前一种方法还在实验 室阶段,还未广泛使用。厉一种方法比较粗略,只能做定性分析。 53—1 焊接接头的一般性能 一、鳞摄搐头的基本藏意 现代焊接技术发展迅速,新的焊接方法不断出现,接头类型更是繁多,但 应用最广的焊接方法是熔化焊。 本章格以熔化焊接头为重点断分况焊接接头是 由焊缝金属、熔合线、热影响区和母材组成,如图 3—l 所示。熔化焊焊接接 头采用高温热源进行局部加热而形成。 焊缝金届是由焊接填充材料及部分母材 焙融凝固形成的铸造组织(图 3—6M),其组织和化学成分部不同于母材.近缝 区受焊接热稻环和热塑性交形的影响,组织和(或)性能都发生变化,特别是熔 合线的组织和性能变化更为明显。因此焊接接头是一个不均匀体。焊接接头因 焊缝的形状和布置的不同而产生不同程度的应力集中, 再加上焊接接头的残余 应力与变形和高刚性就构成了焊接接头的基本届性。 本章将着重讨论焊接接头 的不均匀性和应力集中两个问题。影响焊接接头性能的因素较久如图 3—2 所 示。归纳起来,大体可分为两个方面一个是力学方面的影响因素,另一个是材 质方面的影响因素。在力学方面影响焊接接头性能的因素,为接头形状的不连 续性、焊接缺陷、残余应力和焊接变形。焊接接头的加强高和施焊中可能造成 的接头错位等接头形状的不连续性,都是应力集中的根源。特别是焊接缺陷中

的末焊透和焊接裂统往往是接头破坏的起点。 在材质方面影响焊接接头性能的 因素,不;有热循环引起的组织变化,还有由于好接过程中的热塑性变形循环 所产生的材质变化。此外,焊后热处理和矫正变形等工序,都可能影响接头性 能。 焊接接头是组成焊接结构的关键元件,它的性能与焊接结构的性能和安全 等方面有直接的关系。因此,为了不断地提高接头质量,多年来许多焊接工作 者对影响其性能的各种因氖都作了大量的试验研究工化取得了许多重大成果, 扩大了焊接结构的氏目范围,提高了焊接结构的安全可靠性。但尼焊接结构的 破坏事故并未完全消除,尤其是新钢种的不断出现,采用高强钢制造大型结构 逐日增多的情况下, 对焊接接头性能的研究, 仍是当前和今后的一项重要任务。 2、焊接接头的不均匀性及其力学行为 本章将着重分析力学性能的不均匀性。 (一)执影响氏的力学性能 一肢说、电弧焊的热影响区的宽度是不 国 3—: 热影啊压强度与塑 性分布示意图,大的,但因焊接温度场的梯度很人所以在它个范围内各点上的 热循环也是不同的,从而引 起热影响区内的力学性能不均匀。热模拟试验证明热影响区的强度、塑性和韧 : 性确是随热循环的不同而变化的。 1.热影响区内强度和塑性的变化 如图 3—3 所示。在 12000c 左右的粗 品区,其硬度和强度都比母材高,但塑性比毋材低,这种现象主要是受冷却速 度的影响。塑性的降低与钢材曲含碳量和热循环时产生的马氏体多少有关。实 践证明,当钢材含碳量低时(含碳量大约在 o.历%以下),即使急冷形成马氏 体组纸其塑性降低也是较小的。因此对结构钢的含碳量 都必须加以限制。在 700 一 9000c 的区域,屈服限比母材略低,这种倾向对调 质钠特别明显。乙热影响区内韧性的变化 如 g3—4 所示。接头韧性是其力学 性能的一个重要方面, 韧性常以却贝冲击试验所吸收的能量来表示。热影响区的韧性是不均匀的,韧 性低的部分有两个:一个是在 1200℃以上的粗晶区到熔合线部分,另一个是 在焊缝附近的脆化区。 腕化区的位置及范围主要与母材组织成分和焊接线能量 有关, 低碳钢的脆化区常在近绕区的 400 一 200Dc 之间, 高强钢的脆化区常在 靠近 A 广 A。的相交点之间。一般是线能量越大,高温时间越化则越容易因 品粒粗大而韧性降低。韧性最低的位置是在熔合线上。焊接 80ks 级高强钢时, m 肮断临界温度急剧上九熔合线上的韧性急 当焊接线能量在 50kJ/。 以上时, 剧下降。 3. 热影响区的热塑变跪化 在 400 一凯、 (蓝脆温度)内发生的塑性变形所 引起的塑性韧性下阮称为热应变脆化。这种现象与钢中碳、氮等镕质原子的活 动状态有关,特别是自由氮原子较多的低碳钢最容易发生热塑变脆化现象。由 于焊接热据环的热应力作用在近缝区产生热塑性交形, 则使其力学性能发生变 化。通常焊接接头经受一次热循环,它的塑性变形量是不大的,大约仅为百分 之几。然而,多层焊或焊接带有刻格的焊件时,缺口附近要经受相当大的塑性 变形。从图 3—5 可知,由刁‘塑性变形的硬化和变形时效硬化的叠加,位刻 槽尖端发生显著的硬化故韧性明显下降。 (二)焊缝金属的力学性能 m3—J 热影响区韧性分布示意图焊缝金属是由焊接材料与部分母材经

过熔化冷凝形成的铸造组轧它是从母材开始垂宜于等温线方向结晶长大的。 单 层焊时是典型的校状品,如图 3—6d 所示。多层焊时,第一层焊道的拄状晶受 后焊层的热作用而转化为较细的品粒,如图 3—66 所示,所以多层焊焊经金属 的力学性能较单层焊的好。 焊缝金属的性能还与焊接方法及其参量有关。 例如, 用较低的线能量进行单层焊时,由于冷却速度大则焊缝金属变氏强度升高。手 工电弧焊焊接低咳钢结构,用小尺寸焊脚单层焊时,其焊经金届强度可达 550 一 600N/mmz。商强钢的焊缝全民,由于焊前增加预热,冷却减傀它的强度 与韧性都下降。 3—7 和图 3—8 是以 80k8 级焊条手弧烬 80kB 级高强钥的焊 图 缝金属强度及脆性转交温度同焊接线能量的关系。当线能量增加到 30k J/cm kj,屈服强度和韧性都明显 T 降。 (三)低强焊经金属接头的力学性能 焊接接头力学性能与母材和焊缝二者之 间的强度如何组配有关。焊缝金属强度比母 材高的称为高组配,比母材低的称为低组配。 当焊的断裂多发生在母材上,这种高组配对接接头的应力一应变关系,以 及焊缠金属和份材 金属的应力一应变关系如固 3—9。所示。当采用比母材 强度低的焊接材料焊按时,断裂多发生在焊缝金属上,但接头强度并不等于焊 缝金属本身的强度,这种低组配对接接头的应力一应变关系,以及焊缝金属和 母材金属的应力一应变关系如图 3—96 所示。为了方便,可格低组记的低强焊 缝金属接头,简称为“软层”接头。近年久由于高强钥和大型厚板结构的不断 增多,有时发生焊接裂纹,并由此引起脆性断裂。为了解决这个问题,许多国 家对低强焊缝金屑接头的力学性能进行了大量的研究。 通常的概念是焊缝金属 强度比母材低接头的强度就等于焊缝金届的强度。但是在一定条件下,并不如 此。当把低强焊缝金属接头的焊缝的宽度减少到一定程度,它的强度即随宽度 的降低而提瓦逐步接近母材的强度,形成一个超过焊缝金属强度很多的接头。 图 3—to 是一个直径 D 为 lomm 的圆柱形“软层”接头的试验模型,两侧用高 强材料作母材(叭:733N/mm’),中间用不同厚度射的低强材料(?。=440N /mm、作夹层,用闪光对焊法做成低组配的对接接头,模拟不同宽度的低强 焊缝,进行拉伸试验。从试验曲线上可以看出,当相对厚度 H/D<o.8 时, 随着 H/D 的降低,接头强度即开始上升。当 H/D<o.2 时,接头强度可达 到母材的强度(733N/mm2)低组配接头的强度随相对厚度降低而上升的原因 见因 3—11。这是因为低强焊缝的塑性变形受到高强母材的拘束,使焊经金属 处于三向受拉状态而强化的结果。当接头受拉仲,低强焊缝进入塑性状态,高 强母材仍处于弹性状态时,母材对焊缀的塑性变形是具有拘束作用的,其拘束 能力的大小,是随相对厚度而变化的。当相对厚度减小,径向应力就增大,焊 经塑性交形就更加因难,从而接头强度上升.当相对厚度极撂对,焊缝金属的 脆断转变温度会大大提高。即使在室温条件下,其 19f 口也含有肮断破坏面这 说明焊缝金属是处在三向受拉状态,几乎达到不可能产生塑性变形的程度,使 接头强度上升而突然破断的。 关于厚板对接采用低强焊缝金届接头的试晚如图 3—11 所示。其力学性能与圆柱对接的试验结果基本一徐接头强度随且/A(相 对厚度)和 5r/6(宽厚比)而变,H/A 变小,接头强度增加,限/A 变大,接 头强度增加。但 pr/A>7 时,接头强度与其无关,只与 H/A 有关。对接宽 板时,若已韧焊续金属与母材的抗拉强度比乙(5,=奸/of<1)和相对厚度兄 (x。=JJ/A>,可从下面近似公式求得接头的抗拉强度 oJ 的近似值。则 x M

=x。则万、=0.5(义 n 十 M)举佩母材是高强钢,其抗拉强度 oZ=850N/m 血’ (人为 800N/mm2), 当采用低组配对接, 并已知焊缝金属的抗拉强度 g5’ ; 650N/mm3, d=o. 通过上式计民可知接头的近似强度 oz=818N/mm2。 义 4。 这样组配成的接头强度超过母材屈服强度的保证值。团 3—12 是 80L8 级的母 材(板厚 70 加圆,扳宽 500mm)采用不同强度级的焊缝金属材料进行对接胖, 取得的接头强度试验结果说明: 以 60kB 级的: 条对按佩其焊缝金属的抗拉 ; 强度为 700N/mm: ,接头强度为 200—840N/mm’与母 材的强度极限相等。但 至 是,断口发生在焊缝金属 2,这是因为接头的塑性比一般接头的塑性菠些。 从设计的观点氰习惯 上都是采用焊缝金属与母材等强的原则。但是,通过低组配焊接接头的力学性 能的研究与实际应用,焊接 i 高强钠或厚度大的构件冰有可能不用焊: :金属 与母材等强的原则, 而用接头强度与母村等强的原则即采用比母树强度低的焊 接材执选定合适的相对厚度, 获得与母材等强的焊接接头的原则采用低组配的 低强焊缝金属接头由于强度较低的焊缝金属一般具有较高的抗焊接裂纹能力。 所以可适当地降低高强钢焊接的预热温度改善劳动条件, 这夕采用低强焊缝的 优点。但是这种接头的焊缝受到三铂拉应力,处于不利的应力状态,发生脆断 的危险性较大。 因此要求焊续金属必须具有比一般同级焊缝金属更高的韧性才 能保证接头安全可靠。 这一点对于在低温动载下工作的厚板高强钢结构尤为重 要。关于这方面的问题, B3—12 高强钢低组配焊接接头试验结果。还在进 一步深入研究中。 焊缝及接头的基本型式 (一)焊缝的总木型式 烬缝是构成焊接接头的主体部分,对接焊缝和角娟缝是焊缝的基本型式。 1.对接焊缝 对接焊缀的焊接边缘可分为港边、平对或加工成为 v 形、 X 形、1t 形和 u 形等坡口(图 3—13)。各种坡口尺寸可根据国家统一标准(GB —985—80 和 GB—986—80)或根据具体情况确定,对接焊缝开坡口的根本目的 是为了确保接头的质量及其经济性。攻口型式的选扦主要取决于板材厚度、焊 接方法和工艺过程。一般九必须考虑以下几个问队. (1)焊接材料的消耗量, 对于同样厚度的焊接接头, 采用 x 形坡口比 v 形坡 口能省较多的焊接材料、电能和工时,构件越厚乙节省的越多。 (3)可炽到件, 它是选择坡口型式的广重要条件之一。 一奴说, 要根据构问: 能否翻转,翻转难易,或内外两例的焊接条件而止定。对不能翻转的和内径较 小的容器、转子及轴类的对接焊缎,为了避免大虽的仰焊和厂不能或不便从内 例施焊,都宜采用 v 型或型坡口。 (3)坡口加工,Y 形和 x 形坡口可用气刻或等离子切割,亦可用机械切削加 工。广—但,u 形和双 IJ 形坡口,一般需用刨边机加, (4)焊接变形,采用不适当的坡口型式容易产生较大的焊接变形,如果 坡口型式适民工艺合理, 则可有效地减小焊接变形。 B3—12 对按照缠典型坟 口型式 2.角焊缝 角焊缝按其截面形状可分为四机如图 3—14 历示。按其承 裁方向可分为三种: 焊缝与超荷相更直的正面角焊缝与栽荷相平行的侧面角焊 缝和与载荷倾斜的斜向兔焊经,如图 3—35 所示。角焊缝的具体应用如图 3— 18 中 6、c、d 所示。应用最多的免焊绝是额面为直角等胶的,一般可用腰长

厅来表示其大小通常称扩为焊脚尺寸,角焊缠是一种应用最广泛的焊缝,与对 按焊缝比轮在力学性能方面具有许多特点: 以角焊缝构成的各种接头其几何形 状都有急剧的变化,力线的传递比对筏好缝复杂,焊缝的根部与创:部的应力 集中,一般都比对接焊缝大。例如图 3。15 的十字接头,其力线的传递就是挠 曲不直的,在 J 点和 5 点都有较大的应力集中(在 53—2 进一步分析)。正而角 焊缝的 被断顶往往与受力方向成 20·一 30。角,但进行强度计算叭仍以与受力方内 成 456 角的最小减 面为计算断面,按 L6 应力计算强度。实验证明,正面角焊缝的强度比侧面角 焊维高 20 一 30%; WJf5 焊缝 X1 焊经长度上的应力分布足不均匀的, 侧 正面 角焊缝的单位长度承载能力并不是随 1.对接接头 对接接头从力学角度看是比较理想的接头型式。在焊接结构上 和焊接生 产中,常见的对接焊缝方向是与载荷方向垂直的,也有与载荷方向成斜角的斜 缝对接接头 (田 3—19),这种接头的焊缝承受较低的正应力。过去由于焊接技 术水平低,为了安全可舔往往采用这种斜缝对接。但是,现在焊接技术已有很 大发展,焊缝金属具有优良的性能,并不 4 盯母材的性能,而斜缝对接因浪费 材料和工时,所以一般不再采用。 2.格接接头 搭接接头的应力分布不均匀,疲劳强度较低,不是焊接结 构的理想接但是,它的焊前推备和装配工作比对按接头简单得多,其横向收缩 量也比对接接头小,所以在结构中仍得到广泛的应用。例如大型巴题的底板拼 接都是采用搭按接头,如因 3—20 所示。 搭接接头有多种型式,如开稻焊和塞焊(或称电韧焊)以及锯齿状搭接等。 开槽焊措接接头的构造如图 3—2l 所示,先将被连接倒:冲切成槽,然后用焊 缝金属填满该槽,梢焊好缝断面为矩形,其宽为被连接件厚度的两倍,开槽长 度应比搭按长度稍短一些。当被连接件厚度不大时,采用大功率的埋弧焊或 co z 保护焊不开梢也有可能熔运使两个焊件连接起来。 塞焊是在被连接的钢板 上钻孔来代替槽焊的开档, 用焊缝金属将孔填访使两板连接起来如图 3—22 所 示。被连接板厚小于 5mM 时,可以采用大功率的理孤焊或 co:保护焊直接熔 透而不必钻孔。随着焊接技术的发展,在工艺和设备改进之后,将可悠远更厚 的钢板这种接头施焊简佼,特别是一薄一厚的两工件连接最为方便,生产效率 较高。 锯齿缝搭接接头如图 3—23 所示,这是单面措接接头的一种型式。 直缝单面搭接接头的强度和刚度比双面浴接低得多, 所以只能用在受力很小的 次要部位。对背面不能施焊的接头采用锯齿形焊缝搭接,提高强度和刚度的作 用。在背面施焊很困难时,这种接头是比较合理的。 3.丁字(十字)接头 丁字(十字)接头是将相互垂直的被连接件用角焊缝连 接起来的接头(图 3—24)。这种接头是典型的电弧焊接头,能承受各种方向的 力和力矩(图 3—256)。 它的种类也较多, 常见的加图 3—24 所示。 对这类接头应避免采用单面角焊缝, 因为这种接头 的根部有很深的缺口(图 3—25。),其承载能力非常低。 对较厚的板, 可采用 K 形坡口(因 3—246), 根据受力情况决定是否需要焊 民这样做比 不开坡口(图 3—24M)用大尺寸的角焊缝经济,而且疲劳强度高。

对要求完全焊逐的丁宁接头,实践证明采用半 v 形坟口(图 3—24。)从一 面焊,焊后再 清根焊满,比采用 I(形坡口施焊可氓 4.角接头 角接头多用于箱形构件上,常见的如图 3—26 所示。其中图 3—26。是最简单的 角接头,但承载能力签,图 3—266 采用双面焊缝从内部加强的角接头,承载 能力较大;图 3 ’26c 和 d 开坡口易焊透,有较简的强度,而且在外观上具有良好的棱角,但 要注意层状撕裂问题; 3—26‘和/易桨配,省[时,是最经济的角接头图 3 —265 是保证接头具有准确直 角的角接头,并且刚性九但角钢厚度应大于扳厚 p 图 3—26A 是不合理的角接 头,焊缝多而 且不易施焊。 焊接接头的工作应力分布和工作性能 一、应力酗中的摄念 由于焊缝的形状和焊缝布置的特点, 焊接接头工作应力的分布是不均匀的 值(gI。z)比平均应力值(, 。)高,这种情况称之为应力集中。应力集中的大 4 集中系数 xf 表面 。, 。:——截面中最大应力凰 。 。———截面中平均应力值。 ’般用实验法确定 X2 值,亦可用解析法求得。当结构的额面几何形状比较简 单冰可以定野?。 在焊接接头中产生应力集中的原因: (一)好缝中的工艺缺陷,如气孔、 应力集中严重。 (二)不合理的焊缝外形,如对接焊缝 加厚高过大(图 3—27),可形成较大的应力集 中。 (三)设计不合理的焊接接头,如接头 截面的突变,加益板的对按接头等,会造成 严重的应力集中。焊缝布置不合理也可能引 起应力集中,例如只有单侧焊缝的丁字接头。 昌、电弧焊接接头的工作应力分布和土 作性能 (一)对接接头 在焊接生产中,通常使焊缝略高于母材板面,高出部分称之为余高。由于 它造成工件方而不平沿.杯惺络与母材助付溜外裂缝和未焊透等,其中裂纹和 末焊透引起的引起应力集中,如图 3—27 所示。这是利用光,对接接头的应力 分布,弹材料制成一定几何尺寸的对接接头模型,借助倔损光实测的结果。在 焊缝的加厚高与母材的过渡处,应力集中系数为 1.6,在焊缝背面与母材的 过渡处,应力集中系数为 1.5。 兄 r 的大小,主要与加厚高 c 和焊缝向母村 过渡的半径 r 有关,如图 3—28 所示。减小 y 和增大。则 xy 增加。 由加 厚高带来的应力集中对动载结构的疲劳强度是不利的,所以要求它越小越好。 对重要的动载构件, 有时采用削平加厚高或增大过渡圆弧的措施来降低应力集

中,以提高接头的疲劳强度。 对接接头外形的变化与其它接头相比是不大的,所以它的应力集中较小, 而且易于降低和消除。因此,对接接头是最好的接头形式,不但静载可免而且 疲劳强度也高。 (二)丁字接头(十字接头) 由于丁字接头(十字接头)焊缝向母材过渡较急剧,接头在外力作用下力线 扭曲很大造成应力分布极不均匀, 在角焊缝的根郁和过渡处都有很大的应力集 中,如图 3—29 所示。 团 3—29M 是末开坡口丁字(十字)接头中正面焊缝的应力分布状况。由于 整个限度没有 焊透,所以焊缝根部应力集中很大。在焊趾截面 g—B 上应力分布也是不均匀 的 b 5 点的应力 集中系数值随角焊缝的形状而变,如图 3—30 所示。应力集中随 6 角减小而减 小,也随焊脚尺寸 增大而减小。 但联系焊缝在 B 点的尺 f 随焊脚尺寸增大而增大。 图 3—296 是开放口并焊透的丁字(十字)接头,这种接头的皮力集中大大降低。可见保 证焊运是降低丁字<十字)接头应力集中的重要措施之一,因此,对重要的丁 字接头必须开坡口或采用深熔焊接法进行焊接。 丁字(十字)接头当其焊缝不承受工作应力时,在其角焊续根部的 J 点处和 焊趾 B 点处 亦有应力集中,如图 3—3l 所示。当 o=45。 ,K=o.86 时,月点的应力集中 系数达 302 左右 (参见图 3—32)。丁字接头由于伯心的影响,J 和 D 点的应力集中系数都比十 字接头的低。5 点的应力集中系数值随角焊缝的形状改变,如图 3—32 所示。在尺寸和外形相 阅的馆况下,工作 焊缝的应力柒中大于联系焊缝的应力集中,应力策中系数尺 r 随角焊缝的 6 角 增大而增大。 丁宇(十字)接头应尽量避免在其板厚方向承受离拉应力,因轧制扳材常有 夹层缺陷, 尤其厚板更易出现层状撕裂,所以应将其工作焊缝转化为联系焊缝,如图 3— 33 所示,以 6 团代。图。如果两个方向都受拉力,则宜采用闽形、方形或特 殊形状的轧制、锻他插入件,如 图 3—34 所示。 (三)搭接接头 ● 搭技接头伎构仍:形状发生较大的变化,所以应力集中比对接接头的情况 复杂得多。在措接接头牛,根据捞接角焊经受力的方向,可以格捎接角焊 缝分为正面角焊缝、侧而角焊缝和斜向角焊缝,如图 3—35 所示。与力的 作用方向相垂直的角烬缝称为正面角焊纸如图中 J。段,相平行的称为侧 面众焊缝,如图中 f,和 jI 段,介于两者之间的称为斜向角焊缠,如图中 f2 相 f‘段。 1.正面角焊缝的工作应力分布在正面角焊缝的搭接接头中,应力分布 g34s 贷接接头角好绕是很不均匀的‘根据测试结果(图 3—36)可以看出,在角 其数值峭许多因素有为如焊 焊缝的根部 J 点和焊趾 5 点都有较大的应力集中,

趾 B 点的应力集中系数就是随角焊继的斜边与水平边的夹角。 而交的, 蹈小其 夹角 o 和增大熔深焊透根乱可降低应力集中系数。 固 B—96 正面搭接角 焊缝的应力分布 由于格接接头的正面角焊缝与作用力偏心, 所以承受拉力 时接头上产生附加弯曲应力,如图 3—37 所示。为了减少弯曲应力,两条正而 伯焊缝之间的距离应不小于其板厚的 4 倍(J) 46)o 出两道正面炯焊缝构成 的扒接接头中,每道好缝所担负的力不一定相等,它与焊件厚度、焊缀尺寸、 搭接长度和受力情况有关。 3—38。 6 为两种受力点不同的正两格接接头。 图 和 图。小的受力情况最普遍,如焊件厚度和焊缝尺寸相等,则每道焊缝所受之力 也相等。如果是图 6 中的受力情况,虽然商被连接件的厚度相同,焊缝尺寸也 相同,但是由于力的作用点不同,则由于上板的搭接区段受 P’力拉伸,下板 的搭接区段受 P”力压缩,故左端两板的相对位移大子右端,左边的焊缝承担 之力比右边的九格接长度越大,差别越大,如表 3—1 所示。 2.侧面角焊缝的工作应力分布 用侧面角焊缝连接的搭接接头中,其应力 分布更为复杂。在焊缝中既有正应力又有切应力,切应力沿侧面焊缝长度上的 分布是不均匀的,它与焊缝尺寸、断面尺寸和外力作用点的位置等因素有关。 在侧面搭接接头中,外力作用加图 3—39M 所示的情况最为普遍,而沿侧而焊 独长度上切力分布如图 3—40 小 g x。所不(g r。为单位长度焊缝承担的团力)。 形成这种两地应力大, 个问应力小的主要原因, 是因为揩接板材不是绝对刚体, 在受力时本身产生弹性变形。在两块板的搭接区段通过各截面的力是不同的。 对于图 3—39“的情况,上板的截面通过的力 P2 从左到右逐斯由 P 降低到零, 下板的截面通过的力入从左到右逐渐由翠升高到 P。两块板的弹性变形也随之 从左到右相应地减少和增大。 这样商块板上各对应点之间的相对位移就不是均 匀分布的,两端高而中间低,因而夹在两块板中的焊缝所传递的切力 g” 。也 是两端高中间低。对于图 3—390 的情况,上板受拉,拉力 P5 从左到右逐渐降 图:—d。 佃而措接接头中的切力分布而下板受压,压力 P2 从左到 低; 右也逐渐降低。 这样两板各对应点的相对位移从左到右逐渐下过长的侧面焊缝 特使应力集中增加,是不合理池一般规范规定侧面焊缝长度不得大于 50 厌。 当两个被连接件的断面积不相等时, 切应力的分布不对称于焊缝 L 的应力集中 是比较严重的。从图 3—41 可以看出,侧的丰点; ,而是聂五天 6f 击二调色石 “m”力高于断面大的一端,如图 3—42。 图 3—41 不同长度例面角焊 缝的应力分农田, 所示。 M 它说明这种接头的应力集中比断面相等的接头更为 严重。 3.联合角焊缝搭接接头中的工作应力分布 既有侧面角焊缝又有正面角焊 缝的措接接头称为联合角焊缝格接接头。在只用侧面角焊缝焊成的措接接头 中,母材断面上的应力分布也不均匀,例如模截面 J 一入(图 3—42。)的焊缝 附近就有最大正应力。m.s,其应力集中非常严重。增添正面角悍缝后(图 3 —42b),在 J—J 截面上的正应力分布较为均匀,最大切应力 tn.z 降低,故在 J—J 截面两端点上的应力集中得到改善。由于正面角焊缝承担一部分外力,以 及正面角焊缝比侧面角焊缝刚度大、变形小,所以侧面角焊缝的切应力分布也 得到改善,设计搭接接头时,增添正面角焊缝,不但可以改善应力分布还可以 缩短搭接长度。 4、盖板接头小的工作应力分布 加益板接头,有用双盖板措接,亦有用 单荧板搭接比 图 3—43 ‘为仅用侧面角焊缝连接的益板接头, 在盖板范围内各横截面正应力,

的分布是非常本均匀的, 靠近侧面焊缝的部位应力九远离焊缠井在构件的轴线 位置上应力最小。图 3—435 为增添正面免焊缝连接的盖板接头,其各栈截面 正应力的分布得到明显的改替,比图 3—43。中的应力集中大大降低。尽管如 此,这种荧板接头还是不宜采用,尤其在承受动栽的结构中其疲劳强度极他 实验证明,角焊缝的强度与载荷方向有关。当焊脚兄相同叭正面角焊缠的 单位长度强皮比侧面角焊缝的高, 斜向角焊缝(图 3—44>的单位长度强度介于 上述两种焊缝强度之陌 I。当焊脚尺寸一定时,斜向角焊缝的单位长度强度随 焊缝方向与裁荷方向的夹角。 而变, 如图 3—45 所示, 角越大其强度值越小。 M 各种接头电弧焊后,都有不同程度的应力集中。实践证明,并不是在所有情况 厂应力集中都影响强度。当材料具有足够的塑性时,结构在静栽破坏之前就有 显著的塑性变形,应力集个对其强度无影响。例如侧面搭接接头在加载时,如 果母材和焊缝金属都有较好的塑性,起初焊缝工作于弹性极限内,其切应力的 分布是不均匀的, 如图 3 叫 6 所示。 继续加救, 焊缝的两端点达到屈服极限(r. ), 则该处应力停止上升,而焊缝中段各点的应力因尚未达到,故应力随加载继续 上升, ’到达屈服极限的区域逐渐扩大,应力分布曲线变平,最后备点都达到。 如再加载,直至使焊缝全长同时达到强度极限最后破坏。这说明接头在塑性变 形的过种中能发生应力均匀化,只要接头材料具有足够的塑性,应力集中对静 载强度就没有影响。 已、接触焊接头的工作应力分布和工作性能 最常用的点焊接头有搭接的和加盖板的,如图 3—47 所示。这些点焊接头 上的焊点主要承受切应力。在单排搭接点焊的接头中,除受切应力外,还承受 由偏心力引起的拉应力(图 3—48)。在多排点焊接头中,拉应力较小。 在 焊点区域沿板厚的应力分布也是不均匀的,如图 3—49 所示。点焊诺接接头的 应力集中比弧焊搭接接头更为严重。 在多排点焊接头中,各点承受的载荷 是不同的,它与搭接接头侧面角焊缝中的应力分布情况相似,固 3—50 就是多 排点焊接头沿外力作用方向各点承受力酌情况,两端焊点受力最大,中间焊点 最小。点数越多,它的分布越不均匀,因此接头的焊点持数不宜过多。 点 焊接头的承裂能力与焊点排数的关系如图 3—5l 所示,焊点排数多于 3 是不合 理的,因为多于三排并不能再增加承载能力。 在单排的点焊接头小,焊点附近的应力是密集的,如图 3—52 所示。密集 的程交与 6/d 有关(f——焊点阎 6I d——焊点直径), z/d 越大,则应力 分布越不均匀。 从降低应力集中的观点,缩小焊点间距有利。但焊点间距 减小,焊接分流必将增大,反而引起焊点强度降低。如图 3—53 所示。点焊板 厚 lmm 的低碳钢,当点距小于 20mm 时,焊点强度即明显·厂降。 采用 单排的点焊接头,是不可能达到接头与母材等强度的。所以通常都是采用多排 焊点。这样做不仅可以减弱侗心力矩的影响,而且也会降低应力集中。如果采 点焊接头的焊点承受拉力时,其焊点周围 用交诺的排除情况就会更好些。 产生极为严重的应力集中,如图 3—54 所示。它的抗拉能力比抗剪能力低,所 以一般应避免点焊接头承受这种裁荷。 综上所述,点焊接头的工作应力分 布很不均匀, 应力集中系数相 继焊的焊缝实质上是由点焊的许多焊点局部 重量构成的。缝焊多用于薄板容器的焊接,当材料的可焊性好时,其接头静载 强度可达到母材金属。经焊接头的应力分布比点焊均匀,其静载强度和动载强 度都比点焊接头氏 四、铆焊联合结构与铆焊联合接头

(一) 铆焊联合结构 现代的余届结构,多数是用焊接方法制造的,然而在某些金屈结构上 的个别部位仍有用 铆钉连接的。这是因为铆接比焊接虽有许多缺点,但铆接也有焊接所不能 代替的特点, 1.铆接接头比焊接接头的刚度小,有较大的 退让性(或称柔性)o 在承受冲击力时,能吸收一定 的能量,有缓冲作用。当结构在载荷的作用下发生 变形时,可以减少因接头刚度大而引起的局部应 力。 ,焊 AMm,mm — 图 3—53 焊点闻距与接头强度关系“’ J 一 1M Mt l Mm sg91A B 一 1mm?1m m192A 团 3—54 焊点受 泣的应力分布 2.铆接接头的应力集中系数比某些焊接接头的应力集中系数低,对 疲劳强度有利。 3.铆接接头在结构中形成的内应力比焊接结构的内应力低,而焊接 接头的内应力往往达到屈服限。 4.铆接结构有较高的止裂性,如果在铆接结构上发生局部断裂,裂 纹扩展到铆接接头时,就可能不再继续扩展。如果在焊接结构上发生局部 断裂,裂纹可以穿过焊缝扩展到另外部分导致结构整体破坏。 5.铆接还可减少工地条件下的焊接,从而保证产品质量。 由于上述特点,所以某些金属结构上现在还保留部分铆接接头。例如 大跨度的铁路桥 梁,共构造多为衍架形式,柿架的杆件可以在工厂中用焊接方法制造,每 根杆件完全可以满足铁道桥梁结构的技术要求比较经济合理。但朽架的节 点处采用对接接头就较为困难,因为在工地施工的条件下,焊缝的质量也 很难保证,所以多采用铆接。象这样既有焊接接头又有铆接接头的结构称 为铆焊联合结构。这种结构可以克分发样焊接技术和铆接技术各自的优 点,是一种比较合理的结构。现在有用高强度螺栓取代铆钉的,这种结构 称之为栓焊联合结构。 (二)铆焊联合接头 铆焊联合接头是指在同一个接头上既有铆钉又有焊缝,如图 3—55 所 示。前面讲过,铆接接头的第一个特点就是它的刚度比焊接接头小。加载 试验的结果,如图 3—56 所示。它说明同样强度的两种接头,焊接的刚度 比铆接的大得多。铆焊联合接头在承受载荷时,铆钉只能承担 1 别、一部 分,大部分是由焊缝承担。要求铆钉和解统同时都按照其示载能力来工作 是不可能舶。因此,这是一种不合理的接头型式。 如果需要对过去已 有的铆接接头进行加团时,也有采用焊缝的,但此时焊缝必须按承担 全部载荷来计算。在新设计的纳构上不应采用这种接头。53—3 焊接接 头静载强度计算 一、工作焊缝和联系焊缝 焊接结构上的焊缝,根据其裁荷的传递情况可分为两种.一种焊缝与 被连接的工件是串联的,它承担着传递全部载荷的作用,一旦断裂,结构

就立即失效。这种焊缝称为工作焊缝 (图 3—57。 、6),其应力称为工作应 力。另一种焊缝与被连接件是并联的,它传递很小的鼓荷,主要起元件之 间相互联系的作用,焊缝一旦断裂,结构不会立即失效。这种焊缝称为联 系焊继(图 3—57c、d),其应力称为联系应力。在设计时无需计算联系焊 缝的强度,工作焊缝的强度必须计算。对了具有双重性的焊缝,它既有工 作应力又有联系应力,则只计算工作应力,而不考虑联系应力. 二、焊接接头强度计舞约假设 焊接接头的应力分布,尤 B3—s7 工作焊缝和联系焊缝‘”其是 丁字接头和搭接接头等的应力分布非常复杂,精确计算接头的强度是因难 的, 常用的计算方法都是在一些假设的前提下进行的, 称之为简化计算法。 在豁载条件下为了引‘算方便作如下假设: (一) (二) (三) (Pg) 残余应力对于接头强度没有影响; 焊趾处和余高等处的应力集中,对于接头强度没有影响 接头的工作应力是均布的,以平均应力计算, 正面角焊缝与侧面角焊缝的强度没有差别, (五)焊脚尺寸的大小对于角焊缝的强度没有影响; (六)角焊缝都是在切应力作用下破坏的,按切应力计算强度 (七)角焊缝的破断面(计算断面)在角焊缝截面的最小高度上, 高度 a(图 3—14),称。为计算高度。直角等腰角焊缝的计算高度: 、 。=头=O.7K V6 (八)余高和少量的荣深对于接头的强度没有影响,但埋弧自动焊和 CO2 保护焊的熔深较大应于考虑,其角焊缝计算 595 面厚 度。如图 3—58 所示, o=(K 十严)c。545。 当厌<80 皿, ‘可取辽, 占兄>8 皿皿,9 一艇可取 3 血 m。 三、电霓潭接头的髓鹤强废计算 (一)对接接头静载强度计算 计算对按接头时,不考虏焊缝加厚高。所以计算基本金届强度的公式 也完全适用于计算这种接头。焊统计算长度取实际长度,计算厚度取两板 中较薄者。如果焊缠金届的许用窟力与基本金属的相等,则可不必进行强 全部炽透的对接接头如图 3—59 所示,其各种受力情况的计 度计算。 算公式列于表 3—2(1—5)式。 对于受拉和受弯的按焊缝许用拉应力[gf]验算其强度,对于受压的按焊缝 许用压应力[。i1 验 算其强度;对于受切的按焊缝许用切应力[?门验算其强度。 (z)搭接接头静裁强度计算 1.受拉、压的搭接接头的计算 式列于表 3—2(608 式)。

计篡例题 如图 3—60 历示的各种搭接接头承受拉或压时的计算公 将 100 xloo xlo 的角钢用角焊缝搭接在一块钢板上(图 3—61),受拉伸 时要求与角钢等强 度,试计算接头的合理尺寸及和 J 应该是多少? 露 从材料子册查得角钠断面积 F=19. 2cm。 许用应力[02=16000N , /cml,焊缝许 用切应力[?’];10000N/c 皿 g。角钢的允许裁荷 [P 7=F[,]=U.2×16000=307200N。 假定接头上各段焊缝中的切应力都达到焊统计用切应力值,即?=[?’lo 着取 f(= 10m m,用手工电弧焊,则所需的焊缝 总长, 按表 3—2 公式(8) zj=扁众;6J 兴头而 =43.9 cm 角铜一端的正面角焊绝 fl=loomm, 则两侧焊缝总长应为 339mm。根据材 料手册查得角铜的拉力作用线位置‘= 2B.3,按杠杆原理,则例面好涣 f2 应承 受全部侧面焊缝应该承受载荷的 28.3%,所以 J2=339x 紫;g6mm 另外一侧的侧面焊缝的长度应该是 卜 339x 共黑=243,m 取 J?,250m 皿, J2:100mm。 例题说明焊脚随和焊缝总长已知 后,还必须合理布置焊缝,才能达到受 力均衡,保证接头的强度。 2.受弯矩的搭接接头计算 箔接 接头在格接平面内受弯曲力矩时,如图 3—62,团 3—63 和图 3—64 所示。这种接头 的计算方法有三机分段计算法铀惯性 矩法和极惯性矩洗其具体计算公式列 于表 3—2 中(9)式、(10)式和(11)式 9 图 3—60 各种搭接接头受力情况 。)1 曰 gSRb65 6)N 曰搭 e5&曰 6 。)6 女 GQ 目 Q5R5 其计算过程分述如下: (1)分段计算法,从朗—62 可知,外加力矩肘必须与水平焊谴产生的 内力矩射。和基 宜焊经产生的内力矩 6fy 之和相平衡,即: y=Vx4Vr 当焊缝不是深熔焊经,其应力值达到 r 时: 水平焊绝中的力矩

.=而不犬石严 (2)铀损性矩计算法假定焊缝中的应力与基本金屑中的变形成比例(图 3—63)。由于 基本金属的变形与其至中性轴(x—x)的距离成正比关系,所以焊缝中某点 的应力值亦与 其至中没轴的距离成正比关系。 在焊缝的微小面积 dF 上的反作用力 d7=f“dF 它对中性轴的反作用力矩 d 射=dyl7 平衡外力矩的全部焊缝对中性轴的内力力短 M’1,dyl7=1fbdF.y 为与中性轴相距单位长度上的应力值,则与中性轴相距为 7 长度处的应 (3)极惯性矩计算没假设图 3—64 的接头在射的作用下 在焊缝的微小面积 dF 上的反作用力 d7;?.J P 它对。点的反作用力矩 d 射:T.r·dF 乎伤外力矩的全部焊缝对。点的反作用力矩 由于焊缝上各点的位移与其回转半径 r 成比例, 所以应力?与 f 成正比。 因比如设?伪 与中心。点相距为单位长度处的应力亿则与中心 o 点相眨为 r 处的应力值 为 t;2[·r 式中积分是接头焊缝计算截面对。点的极惯性矩 J” 肘;T, ‘Jr 极惯性矩 J,等于相互垂直的两个轴计算惯性短之机即 Jf‘入十 J, 所谓计算惯性矩,即以角焊缝计算截面算得的损性短。 上述三种计算方法中分段计算法和铀惯性短法得出的结果大体相同,极惯 性短法得出的 结果较准确。极惯性矩法的计算过程较为复杂,抽倔性想法和分段计算法 较为简便,尤其是 分段计算法最简低所以一般比较简单的接头用分段法计算。当已知裁荷、 。 设计焊续长度或 焊脚尺寸时,用分段法计算更方便。当接头焊缝布置较复氯如采用极惯性 矩法和轴檄性短 法较为方便。 如果接头承受的载荷不是单纯的弯汛而是垂直于又额方向的伤心载 荷 P(图 3—65),则 焊缝中既有由弯矩贝=P, 工引起的切应力?。 又有由切力 Q=P 而引起的 , 切应力 f9。应分 别计算出 r“值和 f9 亿然后求其向量和。如果采用分段法或袖惯性矩法计 算 TX,则按下 式计算合成应力,厂———☆\厂——☆\ :瞒三),一‘ M

L———//)J lP L—二——f/。 1P r‘:√元 1 不表 r/3 (31) tR 果采用极惯性矩法计算?“,按即—65 将?“分解为水平的(fyGin g) 和垂直的(fy eos 9)两个力,然后再与 tq 合成,按下式计算合成应 bl T 女’√(Toc。s 9 十 T9)。十(T 炉切 6)”名[1’] (3—2) 关丁 f9 的计算,是按全部焊缝计算,还是不考虑水平焊缝,只按垂直 焊缝承受切力 Q, 应根据具体情况来确定。如图 3—65 的情况,可按全部焊继承受切力 Q, tq 均匀分布于全部焊 缝,其方向与 P 一致。对于图 3—71 和图 3—72 的接头则 To 只按垂直焊 继承受 Q 来汁算。 3.双缝搭接接头计算 有的搭按接头是只用两条角焊缝焊成的,如 图 3—66 和图 3—67 所 示。 这种接头的强度根据焊续长度和焊缝之间距离的对比关系可按哀 3—2 中(12)式,(1s) 式、(14)式和(15)式来计算。 开槽焊接头及塞焊接头的静载强度计算 开槽焊接头与塞焊(电铆) 4. 接头的构造如 图 3—21 和图 3—22 所示。它们的强度计算马格接相似,均技工作面承受 L3 力计算,即切力作用 于基本金属与焊缝金属的接触面上,所以其承载能力取决于焊缝金届与母 材接触而积的大 小。对于开榴焊来说,焊绝余属接触面积与开稻长度 J 及板厚 5 成正比。 对于塞焊来此焊 着金属的接触面积与焊点直径 d 的平方及点数 M 成正比。此外焊着金届 接触面积的大小,还 受焊接方法及可焊到性的影响,所以常在计算公式中乘以系数 M(1.o> M)o.7)。当槽或 孔的可焊到性差,焊接接头强度特有所降低,故取 M=o.7。当槽或孔的 可焊到性较好或采 用坦弧自动焊接等熔课较大的焊接方底可取 m=1.o。其计算公式常以容 许载荷能力表示, 见表 3—2 中(16)式和(17)式。 (三) T 型接头强度计算 1.载荷平行于焊缝的 T 型接头计算 图 3—68 所示的丁字接头如果 开坡口并焊透,其强度按对接接头计咒好经金届载面等于母材截面(F=5, A)。当不开坡口时,技表 3—2 小 18 式进行计算。由于产生最大应力的危 险点是在焊缝的员上端,该点同时有两个切应力起小 当计算联接的焊继强度时,应验算两个位置的合成应力: 一个是男板外阅受拉的焊缝的合成应力 rt=斗’—l 扁 4Et’J f 一一接头焊缝的总长度。 另一个是计算腔板立焊缝端点的合成应力

计露例愚 一悬臂梁, 其截面形状和尺寸、 载荷以及联接的好缝尺寸如图 3—73 历示。 zC?’],10000N/cm 2,试计算接头的焊缝强度。 由于冀根厚度上的焊缝很短,救忽略不汁。 按表 3—3 中公式(3)计算工字截面周边角焊缀的计算惯性矩 J,=上 4 义[A’十 3(5—6—2 兄)萨十 3B 月’] =JL 手 LJ[24。十 3(28—o.6—2×o.6)X 24’十 3×18×25.6’]=5404 6 翼板址侧受拉边的最大合成应力按(3—3)式计氏 ’4=斗 170.x4 扁;☆销 LJL =8670 N/cm’ 腹板立焊缝端点酌合成应力按公式(3—4)计民 4 60000 O.7X 0.6×l16.4 计算结果危险点的最大合成应力值低于焊缝金属的许用切应力值,历以联 接焊缝强度满 足要求。 2.受扭矩的接头强度计算 (1)矩形截面构件的接头 应力按下式计算, 如果开坡口四周全焊 、 :=页 z7 戈 5:了 ( 如果不开被口用角焊烫四周全焊(图 3—746),接头焊经的最大切应力按下 式计算: (2)圆形截面构件的接头如果不开技口用角焊缝沿圆周全焊 中的最大切应力按下式计算, 确定为三排,外侧两排各为 9 个焊点, 中间一排取 8 个焊点,交错 布置,共为 26 个焊 点。接头设计如图 3—85 所汰 (三)点焊接头承受弯矩的强度计算 设点焊接头是由一排数目为 M 个焊点构成(图 3—86),这时接头中各 焊点承受的切力不等, 离中性抽 x—x 越运承安的切力越高,各点承受的切力大小与其距中性轴 的距离成正比例。 设某一焊点与中性轴的距离为单位长度, 它承受的切力为了叭则距 中注独为 y5 的济 点中的切力 7‘=7·y6,由该点承受的外载力矩, A 射=7fy,=7·介 由全部焊点之切力所能乎衡酌全部外致力矩为: 贝;2A3f=7z 火,由 d r=业 ’ z刀 距中性轴最近的焊点中的最大切力力 53—4 焊缝许用应力

焊缝许用应力的大小与许多因素有关,它不但与焊缝工艺和材料 有关,而且也与焊接检验方法的精确程度密切相关。 随着焊接技术的 不断发展,以及焊接检验方法的日益改进,焊接接头的可靠性不断提向, 第一种 焊缝的许用应力也相应增大。确定焊缝的许用应力有两种方法 方法按基本金属的许用应力乘以一个系数,确定焊缝的许用应力。这个系 数主要是根据所用焊接方法和焊接材料确定的,用一般焊条手工焊成的焊 缝采用较低的系数,用低氢型焊条或自动焊的焊缝采用较高的系致,见表 3—6。这种方法的优点是可以在不知道基本金属许用应力的条件下设计焊 接接头,多用于机器焊接结构上。 第二种方法采用已经规定的具体数值。这种方法多为某类产品行 业所用,为了本行业 的方便和技术上的统一,常根据产品的特点、工作条件、所用材料、 工艺过程和质量检验方 法等,制定出相应的焊缝许用应力具体数值,如表 3—7 所示。 关于焊接材料的选择,一般应选用相应强度等级酌焊接材料。对 强度较高的缉材,宜选 用低笺型焊条进行焊接。 有时为了避免焊接裂纹在一些特定的焊缝上, 亦可选用比相应强度等 级赂低些而韧性高的焊条进行焊接。 关于对接焊缝,如经射线或超声波检验符合设计要求的,许用应 力可以采用与母材相 等,不必进行强度验算。 关于低碳钢,低合金钢和部分铝合金的点好抗剪许用应力 rT51; (o.3 一 o.5)[。1,抗捅 裂许用应力[95]=(o.25 一 o.3)[。3l 关于由高强钢、高强铝合金和其它特殊材料制成的焊接结构,或 在特殊工作条件(高 温、腐蚀介质)下使用的焊接结构,其焊缝的许用应力,应按有关规定 或经过专门试验来确 定。 焊缝代号是工程语言的一种, 它可以统一焊接结构图纸上的符号。 我国的焊缝代号是由国家标准 GB—324—88 规定的。焊缝代号的组成内 容为 第一,各种焊接方法的代号——以简明的符号或字头代表各种焊 接方氏 第二,基本符号——表示焊缝剖面形状的符号,如表 3—晰示。 第三,辅助符号一—表示对焊缝有辅助要求的符号。如提出对焊 经表面形状和焊缝 An 何 布置等要求,均可以辅助符号表示,如哀 3—10 所示。 第四,引出线——表示指引焊经位置的符 9,如图 3—88 所示。 它是由横线、指引线和筋 第四章 焊接结构的脆性断裂 1 脆断事故和研究脆断的意义 E174,n‘] 白从焊接结构得到广泛应用以来,许多国家中都发生过一些焊接

结构的脆性断裂事故。虽然发生舶断事故的焊接结构数量与安全工作的焊 接结构数量相比是很少的, 例如英国对原子能压力容器的调查统计(表 4— 1)表明天论在制造中或运行中,腕断事故的比例是很低的。但是,由于这 种事故具有突然发生不易预防的特点,其后果往往是十分严重的,甚至是 覆 4—1 压 灾难性的,所以它引起了世界范围有关人员的高度重视。 力容曰失效税露 09 前(12700 台) 比较详细的介绍几起典型的焊接结 构的脆断事故对了解脆姓断裂的格貌是有益的。其中第二次世界大战期间 比利时的焊接桥梁的腺 Iof 是具有代表性的。 第二次世界大战前,比 利时阿尔拜特(A[b。Jt)运河上建造了大约 50 座威廉德式桥梁,从桥梁的 设计上看,此种型式桥梁的刚性很大, 选材为比利时当时生产的 st—42 钢(转炉钢),桥梁为全焊结构。一九三八伞三月十四日,跨度 N.53 米酌 哈塞尔特桥(HasseI)在位用卜四个月以后,在载荷不大的情况下 19f 塌, .9 散发生时的气温为—20℃;时过不久,在一九四 O 年一月十九日和件五四 该运河上另外两座桥梁又发生局部脆断事故。总钧从一九三八年到一九四 O 年期间,在此 50 余座桥梁中共有十多座先后发生了跪 B9f 事故。由于 大战的原因,调查这些事故的委员会并没有公开发表完整的报告,只是在 一些国家中部分地发表了有关这个问题的研究摆况。 一九四六年,美 国海军部发表资料表团,在第二次世界大战期间,美国制造的 4694 嫂船 只中,发现在 970 腔船上有 N42 处裂纹。维裂纹多出现在万吨级的自由轮 上,其中 24 艘甲板全部横断,一筋船底发生完全断裂,八缺从中腰断为 两半,其中四缺沉没。上述事故有的发生在风平很静的情况下。 圆筒 形贮滋和球形贮嫩的破坏事故更为严重,一起事故发生在一九四四年十月 二十日美国东俄亥俄煤气公司掖化天然气贮存基地。该地数有三台内径为 17.4m 的球形贮蹈,一台直径为 21.3m,高 12.8m 的圆筒形贮础。事 故是由圆筒形贮阳开始的,首先在其 1/3—1/2 的南度处咬出气体和液 体,接着听见雷鸣艇的响声,化为火焰,然后贮耀爆炸,酿成大火。20 分钟后,一台球耀因底脚过热而倒场爆炸,使灾情进一步扩大。这次事故 另一起事故发生在一九七一年西班 造成 128 人死亡 c 损失达 G80 万美元。 牙马德里,一台 5000m。球形煤气贮踊,在水压试验时三处开裂而破坏, 死伤 15 人。一些典型脆断事故的例子如麦 4—2 所示。 脆断一般都在 应力不高于结构的设计应力和没有显著的塑性变形的情况下发生,并瞬时 扩展到结构整炊具有突然破坏的性质,不易事先发现和领防,因此往往造 成人身伤亡和财产的巨大损失。 这些不幸事件,引起了科学技术人员 对金属结构脆性破坏的注意。推动了对脂性破坏机理的研究。采用许多试 验方法研究各种有关因京的影响, 取得了不少成果; 使脆断事故大为减少。 但是,由于问题复杂,有些问题尚未完全解决 随。若国防工此、石油 化学工业、机械工业、炼钢工业和交通运输业的发展,焊接结构在我国已 经得到广泛应用,也曾发生多起脆 19f 事故因此焊接结构的脆性断裂问题 仍是一个应该予以十分重视的问题。 研究表明,造成焊接结构脆断的 原因是多方面的:主要是材料选用不当,设计不合理和制造工艺及检验技 术不完善等等。由此可见了解金属材料的性质和焊接结构的特点,脆断来 说是非常必要的。 金属材料的断裂及其影响因素 在工程上,按照断裂前塑性变形大小,将断裂分为延性断裂(亦称

为塑性断裂和韧性断到)和脆性断裂两种。 延性断裂在断裂前有较大的塑性 交形; 脆性断裂前没有或只有少量塑性变形, 断裂突然发生并快速发展(裂 文扩展速率可高达 1500 一 2000 m/s L14))。同一材料在不同条件下也会 出现不同断裂形式,例如低碳钢通常认为是塑性很高,被广泛应用于各种 焊接结构中。但是.在.2 条件下,低碳钢构僧:也全发生跪性断裂。下 面首先讨论制造焊接结构的金同材料的断裂,研究影响断裂形态的一些因 京,这对于防止好接结构的脆断是十分重要的。 一、 金屑钉辩断裂的形态特征 从使用金属材料开始, 人们就注 意到金属断裂有不同的性质。根据断口的形态特征即可进行断裂的分类。 用透射电镜和扫描电镜进行断口的微观分析可以探讨宏观分桥不能得到 的裂纹形成和扩展机理。 延性断裂发生、扩屏及其宏观和微观的断口 特征可简述如下。塑性金属材料的晶体,在载荷作用下,首先发生弹性交 形;当载荷继续增 9P 达到某一数值即发生屈服,由于揩移使多晶体金属 发生永久变形,即塑性变形。若要继续变形,则要增大作用力,此过程即 所谓加工硕化。继续加大载荷,金属将进一步变形,继而产生微裂口或微 空隙。这些微裂口一经形成,使在随后加数过程小逐步汇合起来,形成宏 观裂纺。宏观裂纹发展到一定尺 1J‘后就发生失稳扩展而导致最终断裂。 延性断裂的断口一般呈纤维状,色泽灰暗,边缘有剪切唇,断 n 附近有宏 观的塑性变形。杯锥状断口是一种常见的延性断口。杯锥状断口底部是与 主应力方向垂直的宏观乎断口,它是材料处在平面应变状态下的延性断 裂。断口并不是完全乎宜的而有很细小凹凸,这些凹凸的小斜面又和拉伸 轴成 45·角,故呈现纤维状。此外还有一种切断斜断口/也是典型的延性 断口,是剪切应力在乎面应力状态下形成的,断口附近有明显的宏观塑性 交形. 死件断裂的微观特征形态是韧窝.韧窝的实质是材料微区塑性 变形形成空洞聚集和长大导致材料断裂所留下的圆形或椭圆形凹坑,如图 4—I 所示。由于应力不同,显微空隙的生核、长大、聚集过程不同,所以 韧窝可分为等轴韧窝、剪切韧窝和撕断韧窝.后两者的形成至抛物线状的 拉长了的切窝。 当应力达到一定数值时,就会发生解理断裂。关于解邵 断裂的产生已经有许多模型,它们大 多与位错理论相联系。普遍认丸当 材料的塑性形变过程严重受阻,材料不能以形变方式而 是以分离来顺应 外加应力,从而发生解理裂纹。金属中的夹杂物、跪件析 11 物和其他缺 陷对 解理裂纹的产生亦有重要影响。 解理断裂的宏观断口平整,一 胶与主应力垂直,没有可以觉察到的塑性变涨断口有金属光泽。金属材料 实际是由取向不同的多品体组成, 因此备品粒中的解理面(总是沿晶内原于 排列密度面大的晶面,如体心立方金属的 EIoo]面解理)不可能在同—‘平 面故在强光下断口上可以观察到闪闪发光的顾队常称为品状断口。应当指 出,画心立方晶体很少发生解理,这就是奥氏体钢很少发生脆性断裂的一 个原因。解理断裂裂纹急速扩展,其宏观断口常呈现放射状撕裂棱形,即 所谓人字纹花样。人宇纹尖锑指向裂纹源,与人字纹成正交的曲线族即裂 纹的瞬间值量。如图 4—2M 所示。解理断口的微观特征形态常出现河流 花样、 舌状花样、 扇形花样等。 4—26 是一典型的河流花样图象。 图 品 异肪性断裂即是沿品粒边界发生的分离,是由于某种原因,例如各种析出 相、夹杂物和元素偏析,出现第二相粒子,甚至出现脆性曲层,加上环境 (加应力腐蚀)、温度(加热损伤等)和机械(如三向应力状态)等外来因素,导

致沿品界的破所。 晶界脆性断裂的断口宏观形态特征呈顾粒状或粗瓷 状,色泽饺灰暗(但比较韧性断口要光亮)。断裂前沿有可以觉察到的塑性 变形,断口一般与主应力垂直,表而平无边缘有剪切唇。晶界脆性断裂的 断口微观形态特征是明显的多面体,没有明显塑性变形,呈现不同程度的 晶粒多面体,外形如岩石状花样或冰糖块状花样。 实际金属材料的断 裂由于受力状态,材质和介质特点都比较复杂,常常不是单一的机制,如 纯延性断裂或纯解理断裂等等,而是具有多种机制的池合断裂,即两种或 两种以上断裂机制相继发生的结果。 焊接宽板拉断的断口常常?1 以在项制 裂纹根部看到纤维状延性起裂断口 (又称指 qI 纹),随后为快速扩展的放 射状线条区(脆性断裂区)——人字纹区,断口两侧及端部有剪 LJ 唇。随着 条件的变化,如温度降低、材料塑性变差、刻槽尖锐等,则剪切唇和纤 维状指甲纹可能减小甚至消失,人字纹也可能不明显,整个断面呈闪 光的结晶状断口,出现 几乎完全的解理断裂。反之则剪切盾可以增九直到形成跨越整个断面 的扼柑助口,呈现 典型的纤维状死性断裂. 昌、影响金属脆断的主要团露(23[4)〔?] 同一种材料在不同条件下可以显示出不同的破坏形式。 研究表明, 最重要的影功因素是温度、应力状态和加载速度。例如温度越低、加载速 度越九材料中三向应力状态越严重, 则发生僻理断裂的倾向性越大。这就是说,在一定温度、应力状态和 加载速度下材料里延性 破环。而在另外的条件下,材料又呈脆性破坏。此外晶粒度及显微组 织对材料破坏倾向也有 重大影响。下面分别加以讨论。 (一)应力状态的影响 物体在受外载时,不同的截面上产生不同的正应力。和剪切应力 r。在主平面上作用有 最大正应力 oI. n(另一个与之相垂直的主平面上作用有最小正应力 gI: l),与主平面成 45。的 平面上作用有最大剪应力 Tm。。oh。 ’ ;和 fd. ,及其比一。—一与加 载方式有关,例如杆件受单轴拉 伸时,og d:作用在与载荷方向垂直的截面上,fl, :作用在与载荷方 向成 450 角的截面上,并 且?m*=十”m d”当圆体受扭转时,1I. :作用在与中心轴垂直的截 面上,而 oI. ,则作用在与 中心轴成 45。角的截面上,并且 t6d:=。m。n。当剪应 力达到屈服极限时,产生塑性变派达到剪断抗力时, 产生剪断。当正应力达到正断抗力时,产生正断,断 口与。。z 垂直。如果在。m。 ” ;未达到正断抗力前,f9ax 先达到屈服极限,则产生塑性变形,形成塑性断裂。 如果在 rD。 :达到屈服阻抵 9g az 首先达到正断抗力则 发生脆性断裂。因此断裂的形式与加裁形式亦即应力 状态有关。这个关系可用力学状态图来表达。图 4—3

的水平轴代表 M m a2 亦可代表最大折合应力 02。。垂直 ’ 轴代表 r。*: ,6。?为正断抗力,fr 为剪切屈服限,fe 为剪断抗力。通过。点的一条直线即代表一种应力状 态, 其斜率则为 fI. /gI…直线 1 所代表的应力状态 : g4 书 力学 状想图“ 与略相久故产生延性断裂;直线 2 所代表的应力状态先与 5。?相交, 故产生腕性断裂。 此提高人。 u/o m。 值的加我方式或应力状态都有利于产生塑性变汝 : 反之则有利于跪性 B9f 仍如单轴拉仲叭?。:/DI。 . :=士。而三轴拉伸时,当主应力为?‘, ” 2, oo(e:>。z>。 。) L4:生 老=十一:(1 如按第二强度理论。.:: .:。。x=, :—‘P(02,oI), 可以看出都使 tuI“/。。 。 :下降,跪断的危险性加大了,当, ,=02 因上为横轴,说明材料必然是肮断。力学状态图可以用来解释许多断裂现 象。实验证明,许 多材料处于单轴或双轴拉伸应力下,呈现塑性,当处于三铀拉仰应力 下,因不易发生塑性变 形,呈现脆性。 在实际结构中三轴应力可能由三轴载荷产生,但更多 的情况下是由于结构几何不连续性引起的。虽然整个结构 处于单朝、双轴拉仲应力状态下,但其局部地区由于设计 不佳,工艺不当,往往出现形成局部三轴应力状态的缺口 效应。因 4—4 表示构件受均匀拉伸应力时,其中一个缺口 根部出现高值舶应力和应变集中,缺口越深、越尖,其局 部应力和应变也越大(图 4—4 中 07)。 在受力过程中,缺口根部材料的伸长,必然要引起此 处材料沿宽度和厚度方向的收缩。但由于缺口尖端以外的 材料受到的应力较小,它们将引起较小的横向收缩。由于 横向收缩不均,缺口根部横向收缩受队结果产生横向和 厚度方向的拉伸应力久和。。也就是说在缺口根部产生 ’ 三勒拉应力。 在三轴拉伸叭最大应力就超出单轴拉伸时的屈服应力, 不发生屈服,结果降低了材料的塑性,使该处材料变脆。 图 4—4 缺口棍部应力分布 示意图〔u 形成很高的局部应力而材料尚 达说明了为什么腕断事故一般都起源于具有严重应力集中效应的 缺口处, 只有引入这样的缺口才能产生肥性行为。 (二)温度的影响 如果把一组开有相同缺口的试样在不同温度下进行试验就会看到 随着温度的降低,它

们的破坏方式会发生变化即从塑性破坏变为腕性破坏。这是因为随着 温度的降低发生解 程断裂的危险性增大,材料的剪切屈服限增大,而正断抗力相对不变 (图 4—E)。对于一定的 加载方式(应力状态),当温度降至某

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