предположив, что ее поперечное сечение представляет собой составное тело (рис. 62, а), в котором часть / (стальСтЗ) имеет следующие теплофизические характеристики: Хх= 0,09 кал/см ■ с • град, (Су)! = 1,25 кал/см3 • град, а часть /// (сталь Х18Н10Т) — К3 = = 0,06 кал/(см • град) и (Оу)3 =1,15 кал/(см3 • град). Для части // (металл шва) принимали промежуточные значения теплофизи-

Є40

320

Рис. 62. Исследуемый образец (а) и термические циклы некоторых его точек в околошовной зоне (б): сплошная линия — расчетная кривая для стали марки СтЗ; штриховая— то же, для стали Х18Н10Т; шгрих-пунктир-ные — экспериментальные кривые для стали СтЗ; числами указаны расстояния, мм, от оси шва расчетных и экспериментальных точек.

ческих характеристик: %2 = 0,07 кал/(см • с • град), (Су)2 = = 1,2 кал/(см3 • град). При этом предполагалось, что'теплообмен наружных поверхностей пластины с окружающей средой происходит по закону Ньютона, а коэффициент поверхностной теплоотдачи равен 0,009 Вт/(см2 • с • град).

В Оценке температурного поля важное значение имеет характер распределения тепловой мощности сварочной дуги. Поскольку этот вопрос изучен пока еще недостаточно, автором использовалось приближенное представление о распределении тепловой мощности

Предполагалось, что ошибки в распределении эффективной мощности в силу принципа местного влияния существенно проявляются только в высокотемпературной зоне, а затем быстро уменьшаются. При исследованиях использовалось также представление, что тепловая мощность дуги распределена равномерно по сечению шва в прямоугольнике с высотой, равной толщине свариваемой пластины, и основанием, равным средней ширине разделки, шва.

Результаты расчета температур сопоставляли с экспериментальными данными, полученными с помощью термопар по стандартной методике. На рис. 62, б приведены полученные данные для некоторых точек околошовной зоны на лицевой поверхности пластин, которые свидетельствуют о хорошем согласовании расчета с экспериментом. Из этого рисунка следует, что со стороны аустенитной стали в околошовной зоне температуры несколько ниже, чем в стали марки СтЗ на тех же расстояниях. Это связано с более низкой теплопроводностью аустенитного металла.

При определении напряженного состояния и упруго-пластических деформаций исходили из так называемой низкотемпературной задачи теории пластичности. При этом использовали гипотезу плоских сечений, приемлемость которой проверена экспериментально. Было также сделано допущение, что основной и присадочный материалы имеют идеальную пластичность. Эффектами структурных превращений и изменениями модуля упругости под воздействием температуры пренебрегали. Величину последнего принимали равной 2 • 105 МПа. Пределы текучести использованных металлов при температуре 20° С приведены ниже:

Предел текучести, ГПа Материал^

СтЗ. .0,244

Х18НЮТ. 0 290

Х25Н13.О'336

Х25Н25МЗ.0'348

Х25Н40М7.о'350

Х25Н60М10.и-*и

Изменение величины сгт основного металла и металла шва в зависимости от температуры устанавливали по табл. 7, где приведено отношение предела текучести при данной температуре к пределу текучести при 20° С, которое для металла швов, выполненных с

7. Отношение предела текучести при данной температуре к пределу текучести при +20°С

Температура, °С