использованием указанных выше проволок, является весьма близким и поэтому принято одинаковым.

По изложенной методике производили расчеты для всех опробованных вариантов металла шва. На рис. 63 показано распределение продольных остаточных напряжений ауу по ширине и сечению образца. Как видно, напряжения сгуу мало изменяются по толщине пластины за исключением зоны шва. Резкий рост этих напряжений в металле шва обусловлен его более высоким пределом текучести. Менее выражены пики напряжений в металле шва,

получаемом с применением проволоки Х25Н13, что объясняется его меньшим пределом текучести.

Расчетные данные частично сопоставлялись с экспериментальными. Последние были получены путем сравнения размеров сетки тонких линий, нанесенной на лицевую и обратную поверхности пластин. Размеры определялись непосредственно после сварки и после разрезки образцов на отдельные элементы. Измерения проводили на универсальном измерительном микроскопе УИМ-21 с точностью до 5 мкм. Отдельные результаты таких измерений приведены на рис. 63, а. На обратной поверхности образцов напряжения сгуу мало зависят от металла шва, так как полученные экспериментальные данные для разных его вариантов удовлетворительно укладываются на одну кривую (кривая 2). Эта кривая достаточно хорошо согласуется с расчетной (кривая 1). Напряжения на лицевой поверхности образцов существенно зависят от металла шва (кривые 3 и 4), что также хорошо согласуется с расчетом. Однако эта зависимость объясняется скорее различием предела текучести, чем разницей в коэффициентах линейного расширения.

Можно считать, что характер напряженного состояния и величина напряжений в соединениях разнородных сталей в состоянии после сварки практически не зависят от содержания никеля в аустенитном металле, сплавляемом с неаустенитным, хотя коэффициент линейного расширения при этом меняется существенно (табл. 7). Это объясняется тем, что неравномерность нагрева и связанные с ней пластические деформации свариваемого металла столь велики, что изменения этих деформаций в зависимости от изменения величины а в указанных выше пределах не имеют существен-

ГПа

С,24 0,16 0,0в О

-0,08 -0,16 -0,24

СтЗ Х25Н60М10

1Г~Т

Рис. 63. Распределение напряжений по ширине (а) и сечению (б) образца по данным расчета (рис. б н кривая 1 на рис. а) и эксперимента (кривые 2 3, 4 на рис. а):

АД-металл шва Х25Н13: □ — Х25Н25МЗ; •V — Л!5Н60М10 (темные точки — лицевая сторона образца, светлые — обратная).

ного значения. Именно поэтому напряженное состояние соединений разнородных сталей непосредственно после сварки по своему характеру мало отличается от напряженного состояния для однородных соединений. Решающей для напряженного состояния соединения разнородных сталей после сварки является величина предела текучести, определяющая уровень максимальных напряжений в нем. Пики напряжений в металле шва, наблюдаемые в приведенных эпюрах, обусловлены более высоким пределом текучести его, чем основного металла.

При оценке напряженного состояния сварных соединений разнородных сталей, подвергнутых термообработке, следует учитывать, что соединения нагревались до температур, при которых всталимаркиСтЗпроисходитинтенсивнаярелаксация напряжений. То же самое, но несколько менее интенсивно происходит и в стали Х18Н10Т. Поэтому к концу выдержки при температуре термообработки (Тг) напряженное состояние в соединении можно считать нулевым. Однако при последующем охлаждении до температуры исходного состояния (Т0) в соединении вследствие различия коэффициентов температурного расширения сплавленных металлов должны возникнуть новые напряжения. Величину этих напряжений можно определить, исходя из следующих соображений. При свободном деформировании пластина из стали марки СтЗ уменьшилась бы на относительную величину (Тт — Та), а из аустенитной стали — на аш (Тт — Т0), где асР — среднее значение величины а в интервале температур 7\— Т0. Соответственно размеры металла шва должны стать меньше на относительную величину «н (Тт — Го). Из условий совместного деформирования сваренных пластин и отсутствия внешних сил напряжение в любой точке сечения пластины (исследуемого соединения) с координатой х

Х(а1с1Р1-а,р)

где Д Т — Т0 — Тт, В — половина ширины пластины и Ь — половина средней ширины сварного шва.

Расположение оси X выбрано так, что для участка пластины из стали СтЗ В х 0, для шва Ь х Ь, а для стали X18Н10Т Ь х В. Величину асР определяли в интервале 20—500° С по табл. 6, используя зависимость

В результате получены значения = 13,00 ■ 10^ 1/град (сталь СтЗ); = 16,50 • 1Г» 1/граД (шов Х25Н13); а?1 = 16,00 X