Повышение надежности главных балок сварных крановых мостов Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 621.791.92

КАССОВ В.Д., д.т.н., профессор (Донбасская государственная машиностроительная академия, г. Краматорск);

МАЛЫГИНА С.В., к.т.н., старший преподаватель (Донбасская государственная машиностроительная академия, г. Краматорск);

БЕРЕЖНАЯ Е.В., к.т.н., ассистент(Донбасская государственная машиностроительная академия, г. Краматорск).

Повышение надежности главных балок сварных крановых мостов

Актуальность

Повышение эксплуатационной надежности и экономической эффективности металлоконструкций со сварными коробчатыми мостами во многом зависит от снижения поперечных и выравнивания вертикальных нагрузок в контактах колесо- рельс, создание рациональных сварных узлов, новых форм конструкций и компоновки крановых мостов, а также повышения усталостной прочности за счет рационального использования специальных защитных покрытий для предупреждения основного металла от поражения брызгонесущей средой при выполнении сварки открытой дугой.

Причиной низкой усталостной прочности участков металла, поврежденных электродными каплями при сварке открытой дугой, являются местные внутренние напряжения, которые возникают в ограниченных объемах металла на тех участках поверхности сварного изделия, где упала капля, и резкое повышение твердости металла на этих участках в точке соприкосновения расплавленной капли с поверхностью металла изделия. Высокая скорость охлаждения металла в месте падения капли вызывает повышение его твердости [1]. В результате снижения пластичности металла при работе изделия под нагрузкой в месте падения капли образуются микротрещины [2]. Рациональным способом повышения усталостной прочности изделий является предварительное нанесение на сва-

риваемые поверхности специальных защитных покрытий [3, 4]. Однако наличие на поверхности основного металла таких покрытий создает возмущающее воздействие, нарушающее стабильность процесса сварки [5,6].

Анализ публикаций

Литературный анализ выявил большое количество публикаций, посвященных проблеме предотвращения поражения брызгами электродного металла поверхностей сварных металлоконструкций [7,8]. Применение специальных защитных покрытий, а также различных грунтов, используемых для консервации проката, требует назначения оптимальных режимов сварки [9]. Важно подобрать режим таким образом, чтобы при качественной защите поверхности не наблюдалось ухудшений свойств сварного соединения [10].

Цель работы

Исследовании закономерностей формирования шва при сварке по защитным покрытиям.

Основной материал

Предварительные эксперименты выявили потенциально опасные зоны концентрации напряжений, в которых происходит развитие усталостных напряжений не только из-за внешней нагрузки, но и из-за повреждения поверхности брызгами элек-

тродного металла (рис. 1). Первая стадия исследований была посвящена изучению закономерностей формирования шва при сварке по защитному слою неподвижной дугой. Радиальное распределение давления сварочной дуги постоянного тока подчиняется экспоненциальному двустороннему закону, а глубина проплавления определяется условиями равновесия между давлением дуги и гидростатическим давлением, оказываемым жидким металлом и шлаком.

Эксперименты показали [5], что в тех случаях, когда облегчены условия растекания расплавленного металла по защитному покрытию при сварке стыковых однопроходных соединений, граница расплавленного металла в поперечном сечении в соответствии с распределением давления дуги довольно точно описывается уравнением закона нормального распределения:

где Нпр - максимальная глубина проплавления, см; к - коэффициент, характеризующий степень углубленности сварочной дуги в основной металл, см-2.

Одним из наиболее точных критериев оценки рационального использования тепла дуги является полный тепловой коэффициент полезного действия процесса проплавления ^пр, величина которого определяется на основании уравнения теплового баланса:

SnлV = 0,24Ър1свидтсв , (2)

где Sпл - теплосодержание расплавленного металла с учетом скрытой теплоты плавления, Дж-см-3; тсв - длительность

Отсюда:

h = Н

пПр ±±Пр

ехф (- Г )

Лпр

Sпл-V

(1)

0,241свидТсв

(3)

Рис.1. Разрушение концевых балок различных модификаций: 1 - трещины; а) - трещины в местах перегиба поясов, не подкрепленных ребрами; б) - трещины в накладках монтажного стыка, где узкая щель 2 перекрыта угловым швом; в) - трещины по углам усиливающих накладок; г) - разрушение окантованного нижнего выреза под болтовое крепление; д) - очаги трещин в балке с постоянным сечением процесса сварки, с.

При тсв>топт эффективность исполь- зования тепла дуги уменьшается, что объ-

ясняется увеличением толщины жидкой прослойки под дугой, ее перегревом и ухудшением теплопередачи твердому металлу. Кроме того, с увеличением диаметра электрода при одинаковом токе дуги оптимальное время сварки возрастает, что связано с уменьшением производительности наплавки.

Установлено [7], что при сварке электродными проволоками диаметром 1,4 и 2,0 мм оптимальное время сварки хопт составляет соответственно 2,1-2,3 и 2,4-3,0 с. С увеличением ид выше определенного значения форма зоны проплавления, определяющая при заданной глубине проплав-ления размер расчетного сечения соединения, практически не изменяется. При этом несколько падает глубина проплавления и увеличивается разбрызгивание. Определим коэффициент к при заданных значениях 1св,Цц(1св), тсв, без знания которого невозможно завершить построение расчетной схемы. С этой целью найдем площадь поперечного сечения шва Fпр:

D/

рпр =21V(г Мг. (4)

F = 2Н

1 пр 1 пр

Ж 2

| е " кг ёт = Н 0

пр

л

Откуда:

контролируемом режиме, позволяет рассчитать величину к и построить зависимости к = Д1св, ид).

На основании выражения (1) и (2) можно установить связь между параметрами сварки и диаметром расчетного сечения в функции толщин защитного покрытия А и верхнего листа 5 нахлесточного соединения. При этом предполагается, что зазор между свариваемыми листами равен нулю. Из выражения (1) следует:

Нпр = 51 ■ ехрк I

N2

где 51 = 5 + А; d - диаметр опасного сечения.

Отсюда:

ё = 2

1. Нпр

— 1п——

к 51

(7)

0

Подставив в (4) выражение (1) и заменив верхний предел интегрирования, получаем решение в наиболее простой форме. Сопоставление экспериментальных и расчетных данных показывает, что замена верхнего предела интегрирования не вносит какой-либо значительной погрешности:

(5)

к = л{Нпр^пр ^ (6)

Значение экспериментально полученных параметров шва, выполненного при сварке по защитному покрытию на

Глубину проплавления Нпр можно определить из уравнения теплового баланса с учетом выражения (2) для объема расплавленного металла:

0,24

Н пр = ^ к' Лпр ' ид '1 св ' *св (8)

ъпл

Алгоритм расчета конфигурации шва при наличии защитного покрытия следующий.

1 Задаваясь параметрами режима 1св, ид(1св), тсв в соответствии с (1) и (2) определяем к и ^пр.

2 В соответствии с выражением (8) рассчитываем глубину проплавления Нпр.

При выполнении стыковых и угловых соединений проплавление основного металла связано с наложением шва определенной формы. Такое требование наиболее легко осуществимо при сварке стыковых соединений в нижнем положении однопроходными швами. В этом случае облегчены условия растекания расплавленного металла и имеется возможность изменять форму шва в широких пределах путем подбора соответствующего режима

сварки, а зона проплавления описывается уравнением закона нормального распределения (1).

Величина коэффициента k возрастает с увеличением тока дуги 1св и скорости сварки V^ и находится в обратно пропорциональной зависимости от напряжения дуги ид. Необходимость поддержания определенного соотношения между 1св и ид по зависимости (9) значительно сужает диапазон экспериментальных работ по определению коэффициента k.

Ud = Ед + кдт!св , (9)

где Ед - противо э.д.с. дуги, для d3 = 1,4 мм, Ед « 16 В; кдт - динамическое сопротивление дуги.

Этот параметр рассчитывается на основе экспериментальных данных, полученных при изучении поперечных макрошлифов опытных валиков. Установлено, что с увеличением диаметра электрода при I^=const коэффициент k уменьшается, поскольку падает давление дуги.

При соотношении (9) между ид и 1св и различных Vсв определена величина ^пр.

Глубина проплавления при движущейся дуге по защитному покрытию:

= унп^ЪЕ

пр S V V тг

^пл у св '

На практике всегда имеет место обратная задача - нахождение параметров режима сварки в функции толщины защитного покрытия А и свариваемых листов 5. При изменении параметры швов (Нпр, В) меняются в соответствии с принципом геометрического подобия. При сварке в СО2 по защитным покрытиям А=100-150 мкм электродными проволоками диаметром 1,4-2,0 мм на токах 1св < 450-500 A, L0 < 25 мм полупогруженной дугой, для которой справедливо соотношение (9), формирование шва оказывается вполне удовлетворительным. При этом коэффициент формы шва ф определяется:

ф-.

760Jd^

(11)

Значение величины р = В И пр позволяет в случае необходимости определить ширину шва В и оценить высоту наплавленного металла С с учетом данных о производительности расплавления и разбрызгивания:

C = Fн//В, где / = 0,67-63.

Ширина шва В может быть рассчитана: (Л/1п Ипр + 3,5

B = 2-

1 пр ~к

Стыковые соединения толщиной 5<10-12 мм с А<150-200 мкм удовлетворительно выполняются без разделки кромок. Предельная толщина металла, при которой возможна сварка в один слой с одной или двух сторон, может быть увеличена за счет применения обязательного зазора между свариваемыми кромками или скоса кромок. Наличие разделки кромок позволяет увеличить толщину листов при той же толщине защитного слоя, свариваемых в СО2, проволоками dэ=1,1-2,0 мм до 5=18-20 мм. Толщина слоя аналогична. Сварку металла толщиной более 18-20 мм, как показывает практика, рациональней проводить в 2 и более прохода. Защитный эффект покрытия в данном случае становится еще актуальней.

При наложении первого слоя в разделку кромок возможность изменения формы шва из-за возмущающего воздействия дуги от защитного покрытия с одновременным соблюдением глубины проплавления Нпр ограничена. Между формой и размерами поперечного сечения сварного шва, с одной стороны, формой, параметрами разделки и толщиной защитного покрытия, с другой, существует определенная взаимосвязь. Между кромками заданных формы и параметров можно разместить шов только определенных форм и размеров. Попытка нало-

I

св

жить шов иных размеров и форм, не считаясь с конкретными условиями, приводит к появлению дефектов.

С целью экономии электродного металла и повышения производительности труда целесообразно при сварке на форсированных режимах тонкой проволокой диаметром 1,2-1,4 мм уменьшать угол раскрытия кромок. Однако при этом возможно появление непровара в вершине угла раскрытия кромок и возникновение кристаллизационных трещин, особенно при сварке по защитным покрытиям. Поэтому при наличии защитных покрытий целесообразно уменьшать величину притупления, иногда доводя ее до нуля. При узкой разделке расплавленный металл течет впереди дуги и, перемешиваясь с не успевшим продеструктировать покрытием, создает непровары и поры. Кроме того, при узкой разделке усиливается магнитное дутье, вызывая блуждание дуги, повышая опасность появления непровара, и тем самым еще больше снижая стабильность процесса. Возникновение кристаллизационных трещин связано с неблагоприятной формой шва первого прохода.

Даже в условиях средних плотностей тока, характерных для сварки под флюсом, наложение шва первого прохода с минимально допустимым коэффициентом формы ф=1,0-1,1 может быть выполнено в разделку с углом раскрытия ар>60-70° и притуплением р=3,0-4,0 мм. Эксперименты показали, что по условиям формирования металла шва первого слоя и по количеству наплавленного металла при сварке на форсированных режимах тонкой проволокой предпочтение следует отдать сложной, типа рамкообразной, разделки с ар=90°. Изучение поперечных макрошлифов валиков, наплавленных по защитному покрытию в разделку с ар=90°, показывает, что сварной шов с достаточной достоверностью ограничен кривой параболического типа:

где а и Ь - постоянные, определяемые начальными условиями:

при у = ° х = ;

при х = 0, у = -Н.

С учетом начальных условий (12) примет вид:

У = Н

(х:

Fн

\

-1

(13)

Полная высота шва Н:

Н = £ ^р^. (14)

Глубина проплавления Нпр равна:

1

^р - Fн ). (15)

2 и

у = ах + Ь,

(12)

Нпр = ^ пр

Площадь проплавления Fпр рассчитывается с учетом снижения величины полного теплового к.п.д. процесса про-плавления. Несмотря на увеличение эффективного к.п.д. нагрева изделия дугой при выполнении первого прохода многослойных швов, ^пр уменьшается, причем тем больше, чем меньше угол раскрытия кромок. Это явление связано с увеличением толщины слоя жидкого металла под дугой и условиями его растекания по защитному покрытию.

При сварке первого прохода в разделку с ар=90°^"прл0,85^пр ,(^пр - полный тепловой к.п.д. процесса проплавления при наплавке валика на пластину с защитным покрытием). Площадь наплавки, являясь функцией производительности расплавления электрода и разбрызгивания, может быть рассчитана в зависимости от параметров режима сварки.

Высота наплавленного металла С" и ширина шва В" первого прохода определяются:

B = 2C ' = 2JFH .

(17)

Величина притупления: р = Hnpjn,

(n « 0,6); или с учетом выражения (15):

Р

3F — F Jrnp г н

2,4jFH '

(18)

Анализ зависимостей (15) и (18) показывает, что Нпр возрастает, а размеры разделки уменьшаются с увеличением Fпр при заданной производительности наплавки и толщине защитного слоя. Произведены расчеты по определению параметров первого слоя многопроходного шва, выполненного в разделку с ар=90° в функции параметров режима сварки и толщины защитного слоя. Полученные зависимости позволяют решить и обратную задачу - определить параметры режима сварки и толщину защитного покрытия в функции размеров разделки кромок.

Выводы

Формообразование шва при сварке по защитным покрытиям зависит от производительности процессов проплавле-ния и наплавки, а также соответствия параметров режима сварки форме и параметрам разделки кромок. С увеличением производительности наплавки и уменьшением угла разделки кромок при выполнении первого прохода многослойных швов по защитному покрытию ухудшаются условия кристаллизации металла шва. Выполнение первых проходов должно осуществляться при строго постоянной величине вылета электрода и толщине защитного слоя.

Список литературы.

1. Гуан Чао. Регулирование сварочных напряжений и деформации при изготовлении конструкций аэрокосмической техники // Сварка и родственные технологии - в XXI век: Сб. тр. международ.

конф.- К.: ИЭС им. Е.О.Патона.- 1998. -С.63-77.

2. Чигарев В.В., Малыгина С.В. Влияние защитных покрытий на образование холодных трещин при сварке высокопрочных сталей // Зб. наук. праць мiжнарод. наук.-техн. конф. „Новi конструкцшш сталi та методи ix обробки для тдвищен-ня надшносп та довговiчностi виробiв". -Запоржжя: ЗНТУ.- 2003.- С.51-53.

3. Малыгина С.В. Разработка покрытий для защиты поверхностей от налипания брызг // Материалы научн.техн.конф. «Оборудование и технологии термообработки».- Харьков: ХАИ, 2003.- С.175-177.

4. Чигарев В.В., Малыгина С.В. Совершенствование технологии изготовления защитных покрытий // Тез. докл. рес-публ. научн.-метод. конф."Современные проблемы сварки, наплавки и материаловедения". - Мариуполь: ПГТУ.- 2005.-С.213-214.

5. Чигарев В.В., Малыгина С.В. Влияние защитных покрытий на параметры режима сварки в углекислом газе // Зб. наук. праць Юровоградського державного техшчного ушверситету. - Юровоград: КДТУ, 2003.- Вип.12.- С.134-140.

6. Чигарев В.В., Малыгина С.В. Влияние защитных покрытий на режим сварки // Вюник Приазовського держтехушве-рситету.- Марiуполь: ПДТУ, 2003.- № 13.- С.202-205.

7. Малыгина С.В. Совершенствование технологии сварки деталей энергетических установок с использованием защитных покрытий // Вестник двигателестро-ения.- 2004.- №3.- С.64-68.

8. Набрызгивание расплавленного металла при многопроходной сварке в углекислом газе горношахтного оборудования / В.Т. Федько, С.Б. Сапожков, Е.А. Зернин, В.М. Гришагин // Прогрессивные технологии и экономика в машиностроении: II Всероссийская научн.- практ. конференция, 29 марта - 2 апреля 2004г. - Юрга: ТПУ, 2004. - С. 29-31.

9. Fedko V., Tomas K. Effect of the heat resistance of coating of the efficiency of protecting the surface of welded components against splashed metal droplets // Welding international. - 1997. - №2. - P. 59-60.

10. Федько В.Т. Механизм разбрызгивания / В.Т. Федько, А.М. Степанов // Прогрессивные технологии и экономика в машиностроении: II Всероссийская научн.-практ. конференция, 29 марта - 2 апреля 2004г. - Юрга: ТПУ, 2004. - С. 235-238.

Анотации:

Рассмотрены закономерности формообразования шва при сварке по защитным покрытиям в среде активных газов и получены зависимости, позволяющие определять параметры режима сварки и толщину защитного покрытия в функции раз-

меров разделки кромок. Применение полученных рекомендаций позволяет улучшить качество и производительность процесса сварки.

Розглянуто закономiрностi формоутворення шву при зварюванш по захисним покриттям у се-редовищи активних газiв та отримано залежносп, яш дозволяють визначити параметри режиму зва-рювання та товщину захисного покриття в функцп розмiрiв роздiлки крайок. Застосування отриманих рекомендацш дозволяе покращити яшсть та про-дуктившсть процесу зварювання.

The regularity of seam forming at welding on protecting coverings in the environment of active gas are considered and dependences that allows to define parameters of welding mode and thickness of protecting covering in function of edges sizes are obtained. Using of obtained recommendations allows to perfect the quality and the productivity of welding process.