3 NAPÄTIA A DEFORMÁCIE ZO ZVÁRANIA
3.1 Deformačné a teplotechnické charakteristiky materiálov
Vlastnosť materiálov meniť svoje rozmery vplyvom teploty je známa od pradávna, od počiatku
našich poznatkov o spracovaní materiálov na výrobu nástrojov. táto vlastnosť sa využívala najmä
pri spracovaní kovov, napr. pri nasadzovaní prstencov za tepla na hriadele alebo iný základný
materiál. v nedávnej minulosti s využitím rozdielnej teplotnej rozťažnosti materiálov vznikli
ortuťové a liehové teplomery, ktoré sa používajú dodnes. dnes sa široko používajú bimetalové
tepelné spínače v elektrotechnike.
Rozvojom fyzikálnych poznatkov o materiáloch sa stanovili materiálové charakteristiky,
umožňujúce opísať správanie sa materiálov spôsobené teplotnými a deformačnými zmenami. Tieto
materiálové charakteristiky sa spravidla zatrieďujú do dvoch skupín:
-
napäťovo-deformačné charakteristiky,
-
teplotechnické charakteristiky.
3.1.1 Napäťovo-deformačné charakteristiky materiálov
Stanovujú sa skúškou ťahom podľa STN EN 10 002, sú opísané v časti A. Sú to: medza
úmernosti Ru, medza pružnosti RE, modul pružnosti E, medza klzu Re, Rp0,2, Rt1,0, medza pevnosti
Rm, ťažnosť A, kontrakcia Z, Poissonovo číslo ν.
3.1.2 Teplotechnické charakteristiky materiálov
Pri výpočtoch teplotných polí teplotných a zvyškových napätí v materiáloch sa najčastejšie
používajú tieto materiálové charakteristiky:
Súčiniteľ lineárnej teplotnej rozťažnosti α (K-1). Pomerne málo závisí od teploty, preto
v určitom rozsahu teplôt sa považuje za konštantný.
Pre oceľ (feriticko - perlitickú) v oblasti:
T = (+20 až +100) °C
je
α = 12,5.10-6 (K-1),
T = (+100 až 500) °C
je
α = 14,0.10-6 (K-1).
Pri fázovej premene α → γ sa závislosť mení skokovite.
Súčiniteľ tepelnej vodivosti λ (W.m-1.K-1) alebo merná tepelná vodivosť. Staršia jednotka je
(Kcal.m-1.s-1.K-1). Recipročnou jednotkou je merný tepelný odpor. Teplotná závislosť λ klesá po
fázovú premenu α → γ, potom stúpa.
Merné teplo – merná tepelná kapacita c (J.kg-1.K-1).. Zvyšovaním teploty c stúpa po fázovú
premenu α → γ potom nepatrne klesá.
87
Hustota materiálu γ (kg.m-3) alebo merná (špecifická) hmotnosť, pomerne málo závisí od
teploty, preto v určitom teplotnom rozsahu sa považuje za konštantné. Pre nízkolegované ocele pri
+20 °C je γ = 7,85 kg/dm3, pri 500 °C je γ = 7,7 kg/dm3.
Boltzmannova konštanta alebo Stefan – Boltzmannova konštanta B = 5,67.10-8 (W.m.K ) alebo v starších jednotkách B = 4,96.10-8 (Kcal.m-2.h-1.K-4). Je konštantou úmernosti medzi
intenzitou vyžarovania čierneho telesa a štvrtou mocninou absolútnej teploty (K-4). Používa sa
v teplotechnických výpočtoch pri výmene tepla.
2
-4
Teplotná závislosť modulu pružnosti E, merného tepla c a súčiniteľov α a λ liatej ocele 42
2713 je znázornená na obr. 3-1. Okolo 750 °C nastane skoková zmena merného tepla c a súčiniteľa
teplotnej rozťažnosti α vplyvom transformačnej zmeny štruktúry ocele (premena α železa na γ).
Teplotné závislosti α, c, λ vrátane výpočtových vzťahov podľa smernice ENV 1993-1 a -2:
„Navrhovanie proti účinkom požiaru“ [3-1] v kap. 3.6.
3.1.3 Charakteristiky činiteľov zvárania
Merný tepelný príkon Q je množstvo tepelnej energie spotrebovanej na vytvorenie jednotky
dĺžky jednovrstvového zvarového spoja. Pre oblúkové metódy zvárania sa Q vypočíta zo vzťahu:
... (kJ/mm)
(3-1)
kde U je zváracie napätie (V),
I – zvárací prúd (A),
v – rýchlosť zvárania (mm/s),
k – súčiniteľ tepelnej účinnosti zváracieho procesu.
Podľa EN 1011 sú hodnoty činiteľa k:
k = 1,0 pre zváranie pod tavivom SAW (121),
k = 0,8 – ručné oblúkové zváranie MQAW (111),
k = 0,8 – zváranie v plynovej ochrane MIG (131), MAG (135),
k = 0,6 – TIG zváranie (141) a plazmové zváranie (15).
Rýchlosť chladnutia sa najčastejšie udáva časom chladnutia v (s) medzi 800 °C a 500 °C a
označuje sa t8/5.
3.2 Vznik teplotných a zvyškových napätí
3.2.1 Teplotné napätia pri rovnomernom ohreve telesa
88
Keď teleso dlhé L rovnomerne ohrejeme o ΔT (°C) predĺži sa o mieru ΔL (obr. 3-2a).
Predĺženie telesa sa vyjadruje vzťahom:
ΔL = α . L . ΔT = L . ε
(3-2)
Pomerné predĺženie ε je:
ε = α . ΔT
(3-3)
Keď je teleso voľne uložené, nevzniknú v ňom žiadne napätia.
Keď je teleso pevne upnuté (obr. 4.3-2b), nemôže sa predĺžiť, vzniknú v ňom reaktívne tlakové
napätia σt, ktoré zodpovedajú skráteniu telesa o ΔL:
ΔL = σt . L/E
(3-4)
Napätie σt sa nazýva teplotné napätie, Vypočíta sa zlúčenín výrazov (3-2), (3-3) a (3-4)
σt = -α . E . ΔT ... (MPa)
(3-5)
Znamienko (-) znamená, že kladná zmena teploty (zvýšenie) vyvolá tlakové napätia a opačne.
Upnutie telesa v praxi nebýva dokonalé. Za predpokladu, že upínajúca časť sa posunie o Δu
(obr. 3-2c), v telese vznikne menšie napätie:
σt = - kf . α . E . ΔT ... (MPa)
(3-6)
kde kf je súčiniteľ tuhosti upnutia, kf = 0,0 až 1,0.
Pre feriticko – perlitické ocele je α = 12,5 . 10-6 (K-1), E = 21 . 104 MPa pri tuhom upnutí je
približne:
σt = 2,5 . ΔT ... (MPa)
(3-7)
Súčiniteľ α a modul pružnosti E so zvyšovaním teploty sa menia; α sa zvyšuje E klesá (obr. 31). Pri presnejšom výpočte treba použiť zodpovedajúce údaje.
Obr. 3-1 Teplotné závislosti modulu pružnosti E, medze klzu Re a teplotechnických charakteristík
liatej ocele typu GS 275 JR
89
Obr. 3-2 Schéma na stanovenie teplotných napätí pri rovnomernom ohreve telesa
Zatiaľ sa predpokladalo, že teplotné napätia boli nižšie ako medza klzu materiálu: σ < Re. Pri
väčšom ohriatí pevne upnutého telesa predĺženie môže byť tak veľké, že vznikne plastická
deformácia εp (obr. 4.3-3). Po vychladnutí telesa vzniknú v ňom zvyškové – ťahové napätia:
σr = εp . E ... (MPa)
(3-8)
Spravidla zvyškové napätia sú na úrovni medze klzu materiálu, σr = Re alebo ju len málo
prevyšujú.
Obr. 3-3 Deformačný diagram ocele, stanovenie plastických deformácií a zvyškových napätí
90
Predchádzajúce úvahy sa vzťahovali na lineárne, jednoosové alebo jednodimenzionálne – 1D
zmeny rozmeru materiálu. Z náuky o pružnosti a pevnosti je známe, že pomerné predĺženie ε1
vyvolá zúženie – skrátenie priečneho rozmeru telesa ε2:
ε2 = ν . ε1
(3-9)
kde ν je Poissonovo číslo.
Ďalej sa predpokladalo, že teplotné zmeny v oblasti v ktorej nenastanú štruktúrne zmeny
materiálu, t.j. že sa neprevýši teplota rekryštalizácie materiálu TA1.
3.2.2 Teplotné zmeny po hrúbke platne – vplyv gradientu teploty
V mnohých prípadoch sa mení teplota po hrúbke platne. Je to napríklad platňa ohrievaná
z jednej strany (povrchu). Po hrúbke platne vznikne teplotný gradient, ktorý spôsobí priehyb platne
a/alebo v prípade upnutej platne, vznik teplotných napätí.
a) V najjednoduchšom prípade voľne uloženého nosníka štvorhranného prierezu (výšky h,
šírky b = 1) teplota jedného povrchu je T1 opačného povrchu T2 (T1 > T2), rozdelenie teploty po
hrúbke nosníka je lineárne (obr. 4.3-4). Teplota v ľubovoľnom bode vzdialenom „y“ od osi
prierezu je:
(3-10)
Vplyvom teploty T1 sa predĺži horné vlákno o ε1 a skráti spodné o ε2:
.
(3-11)
Nosník sa ohne. Polomer krivosti r možno vypočítať z podobnosti trojuholníkov (obr. 3-4):
r = 2h / ε = h / (α . ΔT)
(3-12)
Keď sú konce nosníka pevne upnuté, nosník sa nemôže ohnúť, vznikne v mieste upnutia
ohybový moment M:
M=E.J/r
(3-13)
z ktorého môžeme vypočítať napätia v krajných vláknach σt:
(3-14)
kde J je moment zotrvačnosti prierezu (mm4),
W – modul prierezu (mm3).
Napätie nezávisí od hrúbky a ďalších rozmerov nosníka!
91
Obr. 3-4 Deformácie a napätia spôsobené teplotným gradientom po hrúbke telesa
b) V prípade platne voľne uloženej, hrúbky „h“; jeden povrch platne má teplotu T1, druhý T2,
rozdelenie teploty po hrúbke platne je lineárne (obr. 4.3-4). Platňa sa ohne v obidvoch smeroch
x – y, vytvorí sférickú plochu. Polomer krivosti určuje rovnica (15-12).
Polomery krivosti platne zaťaženej ohybovým momentom M po okraji platne sú:
rx = ry = D (1 + ν ) / M
(3-15)
kde D je tuhosť platne pri ohybe:
(3-16)
Keď je platňa upnutá po celom obvode možno vypočítať ohybový moment v mieste upnutia,
po obvode platne dosadením za
M = α . ΔT D(1 - ν) / h
(3-17)
Moment M vyvolá v krajných vláknach napätie σt:
(3-18)
Pre oceľ v oblasti pružných deformácií je ν = 0,3 a (1 – ν)-1 = 1,43. Teplotné napätia
v platniach sú o 43 % vyššie ako v úzkych nosníkoch (tyčiach).
92
3.2.3 Vznik zvyškových napätí a deformácií
Mechanizmus vzniku zvyškových napätí pri ohreve pevne upnutej tyče podľa [3-3] je
schematicky znázornený na obr. 3-5. Pre jednoduchosť predpokladajme, že materiál tyče sa správa
podľa pružne – ideálnej plastickej závislosti, s nulovým modulom spevnenia Es = 0 (obr. 3-6). Pri
ohreve telesa vznikajú tlakové teplotné napätia, podľa vzťahu (3-5):
-σt = E . α . ΔT
Pri teplote ΔT1 teplotné napätia dosiahnu medzu klzu v tlaku (1) a zostávajú na úrovni Re.
V bode (2) sa začne tyč ochladzovať, teplotné napätia klesajú, v bode (3) sú nulové, ďalej sa menia
na ťahové, v bode (4) dosiahnu medzu klzu v ťahu +Re. Po vychladnutí tyče (5) zostanú trvale
v tyči, tieto napätia nazývame zvyškové σr.
Obr. 3-5 Mechanizmus vývoja deformácií a vzniku zvyškových napätí pri ohreve pevne upnutej tyče
Príklad nosníka obdĺžnikového prierezu jednotkovej šírky b = 1, (prierez = h . 1), dĺžky L.
Nosník je na obidvoch koncoch, v prierezoch A a B namáhaný ohybovým momentom M. Pre
jednoduchosť predpokladajme, že materiál nosníka sa správa podľa ideálnej pružnej – ideálne
plastickej závislosti, s nulovým modulom spevnenia, Es = 0 (obr. 3-6) – podrobnejšie pozri [3-4].
V krajných vláknach nosníka vzniknú napätia:
(3-19)
93
Obr. 3-6 Schéma pre stanovenie zvyškových napätí v plasticky deformovanom nosníku z materiálu
„bez deformačného spevnenia“
Nosník sa ohne, polomer krivosti r, podľa (3-12) bude:
(3-20)
Pri vyššom namáhaní nosníka, momentom M2, keď deformácia v krajných vláknach prevýši
„deformáciu na medzi klzu materiálu“
,
vznikne vo vrstvách 0,5 (h – h-1) plastická deformácia. Napätia v týchto vrstvách budú na
úrovni medze klzu: σ = σh = Re. V strednom priereze nosníka pôsobia pružné napätia, ktoré majú
lineárny priebeh (obr. 4.3-6c).
pre y < 0,5 h1
σ = σh = Re
pre 0,5 h1 < y < 0,5 h
(3-21)
Z podmienky rovnováhy plynie:
94
(3-22)
z rovnice možno vypočítať výšku pružnej časti h1:
(3-23)
Keby sa materiál nosníka správal ideálne pružne, priebeh napätí σ* by bol lineárny:
(3-24)
Maximálne napätie v krajných vláknach by malo hodnotu:
(3-25)
Po uvoľnení nosníka (M2 = 0) zostanú v ňom pôsobiť zvyškové napätia σr (obr. 3-6 c, d):
σr = σ . σ*
V krajných vláknach, t. j. pri y = 0,5 h, budú zvyškové napätia:
(3-26)
na konci pružnej oblasti, t. j. v miestach y = 0,5 h1, budú zvyškové napätia:
(3-27)
Zvyškové napätia sú v rovnováhe, t.j. súčet síl (napätí) a momentov sa rovná nule
Σσ = 0
ΣM = 0
Zvyškové napätia spôsobia zakrivenie nosníka. Zvyškový priehyb fr môžeme vypočítať z tejto
úvahy:
a) Vo vzdialenosti 0,5 h1 sú deformácie εe:
(3-28)
Najväčší priehyb nosníka f je:
(3-29)
b) Pre nosník z ideálne pružného materiálu by bol polomer krivosti r*:
(3-30)
Najväčší priehyb nosníka by bol f*:
(3-31)
95
c) Zvyškový priebeh nosníka fr z materiálu s deformačným diagramom podľa obr. 3-6 bude:
(3-32)
Ohybový moment môže vyvolať vonkajšie zaťaženie nosníka, ale aj teplotné napätia napr. od
rozdielnej teploty krajným vlákien. Pri lineárnom priebehu teplôt po hrúbke nosníka a teplotnom
rozdiele ΔT veľkosť momentu vypočítame z rovnice (3-13)
V predchádzajúcich úvahách sa predpokladala idealizovaná deformačná krivka materiálu,
podľa obr. 3-6. Takýto prípad nastane, keď oceľ má „výraznú medzu klzu“ a maximálne plastické
deformácie nie sú príliš veľké. Dobré konštrukčné ocele sa vyznačujú so spevňujúcou deformačnou
charakteristikou, podľa obr. 3-7a. Podobným spôsobom možno stanoviť priebeh zvyškových napätí
a zvyškový priehyb nosníka alebo platne, zhotovených z materiálov so spevňujúcou
charakteristikou, ako je to naznačené na obr. 3-7b.
a)
b)
Obr. 3-7 Schéma pre stanovenie zvyškových napätí v plasticky deformovanom nosníku z deformačne
spevňujúceho sa materiálu
3.2.4 Teplotné napätia pri lokálnom ohreve rúr
Keď ohrejeme celý prstenec na rovnakú teplotu, zväčší svoj priemer, nevzniknú v ňom napätia.
Keď ohrejeme celú rúru na rovnakú teplotu, zväčší svoje rozmery (priemer a dĺžku), tiež v nej
nevzniknú napätia.
Pri lokálnom predhreve na zváranie alebo pri lokálnom žíhaní obvodových zvarov dlhých rúr
nemožno ohriať celú rúru. Používa sa lokálny ohrev s konštantnou teplotou po obvode a teplotným
gradientom po dĺžke rúry. Teplotný gradient vyvolá v rúre veľké teplotné napätia, ktoré by
spôsobili vznik neprípustných zvyškových napätí.
96
Prípad dlhej rúry priemeru 2R, hrúbky steny h [3-5]
Teplota rúry je T2. Koniec rúry ohrejeme na T1 tak, že po dĺžke L bude lineárne rozdelenie
teploty – teplotný gradient ΔT/L (obr. 3-8).
Vplyvom ohrevu konca rúry zväčší sa polomer o ΔR:
ΔR = α . R (T1 – T2) = α . R ΔT
(3-33)
Pozdĺž dĺžky L miesto valcovej plochy vznikne kužeľová plocha s uhlom sklonu ϕ
ϕ = α . R . ΔT/L
(3-34)
V priereze „0“ vznikne ohybový moment M0, ktorý vyvolá osové napätie na povrchu steny
rúry:
(3-35)
Dosadením za E a α pre feritické ocele (E = 21 . 10-4 MPa, α = 12,5 . 10-6 (K-1) bude:
Výpočet platí pre nízky teplotný gradient. Pri strmšom gradiente treba zohľadniť prídavné
ohybové momenty a vplyv posúvajúcich síl, ktoré znížia účinok momentu M0 asi o 15 % a teda aj
napätia. Pre jednoduchosť možno uvažovať osové napätia:
(3-36)
Keď napätia σtx prevýšia medzu klzu materiálu vzniknú v rúre zvyškové napätia.
Obr. 3-8 Vznik teplotných napätí v rúre od teplotného gradientu v smere osí
97
3.2.5 Stanovenie teplotného gradientu po osi valcových škrupín pri lokálnom ohreve
Na základe týchto úvah sú stanovené teplotné gradienty pri lokálnom žíhaní rúr a valcových
nádob v STN 05 0211 [3-6] časť 2.4 (obr. 3-9).
Dĺžka žíhanej oblasti je 2.1z, teplota Tz
(3-37)
Priebeh teplotného gradientu sa kontroluje vo vzdialenostiach 1z2 a 1z4 od zvarového spoja:
-
teplota T2 = ½ Tz vo vzdialenosti
-
teplota T4 = ¼ Tz vo vzdialenosti
,
Podobný teplotný gradient treba požadovať aj pri lokálnom predhreve na teploty vyššie ako
200 °C.
Obr. 3-9 Teplotný gradient pri lokálnom žíhaní podľa STN 05 0211
3.2.6 Najmenšia vzdialenosť obvodových zvarových spojov
Pri zhotovení obvodových zvarov rúr vzniknú deformácie a zvyškové napätia, ktoré spôsobia
zmraštenie – zmenšenie polomeru rúry o ΔR. Miera zmraštenia závisí od podmienok zvárania
(najmä od tepelného príkonu Q) a od tuhosti rúry (E, R, h). Najväčšie zmraštenie W0 = ΔR je
98
v mieste obvodového zvaru, v smere osi rúry W sa zmenšuje. Vo vzdialenosti L5 dosahuje asi 5 %
W0 pozri [3-5] (obr. 3-10).
(3-38)
alebo 10 % W0 je vo vzdialenosti L10:
Aby sa dva obvodové zvary navzájom neovplyvňovali, musia byť od seba dostatočne
vzdialené. Keď pripustíme ovplyvnenie 2 x 5 % resp. 2 x 10 %, potom musia byť od seba vzdialené
2L5 resp. 2L10.
Obr. 3-10 Priebeh deformácií (zmraštenia) od obvodových zvarov rúr
3.3 Teplotné polia pri zváraní
Pri elektrickom oblúkovom zváraní kovových materiálov zvarový kov je ohriaty na teplotu
tavenia a aby nastalo tavné spojenie, musí sa ohriať aj okolitý materiál. Zváracia elektróda sa
pohybuje rýchlosťou „v“ (mm/s), privedené množstva tepla sa vyjadruje merným tepelným
príkonom Q (kJ/mm) – podľa vzťahu (3-1). Tento proces z tepelne-fyzikálneho hľadiska
predstavuje pohybujúci zdroj tepla Q, ktorý vytvára pohybujúce nestacionárne teplotné pole [3-7].
Tvar teplotného poľa závisí od viacerých činiteľov, z ktorých najvýznamnejšie sú:
-
veľkosť tepelného zdroja, vyjadrená merným tepelným príkonom zvárania Q (kJ/mm),
-
tepelná vodivosť základného materiálu vyjadrená súčiniteľom λ,
99
-
teplota základného materiálu (predhrev) pri zváraní,
-
rýchlosť zvárania v (mm/s),
-
rozmery najmä hrúbka „h“ zváraných častí.
Pri zváraní tenkých plechov, asi do 10 mm, možno považovať priebeh teplôt po hrúbke plechu
za prakticky konštantný. Je to prípad tzv. rovinnej úlohy s lineárnym zdrojom tepla. Priebeh
teplotných polí pri zváraní rôznych základných materiálov (ocele, hliník, meď) pri dvoch tepelných
príkonoch Q = 0,84 kJ/mm a Q = 2,1 kJ/mm, podľa [3-3] je na obr. 3-11. Sú vyznačené miesta
s konštantnou teplotou – izotermy. Z tvaru izoterm vidieť, že čím má základný materiál vyššiu
tepelnú vodivosť λ, tým je teplotné pole širšie, ale aj kratšie a tým skôr sa teplo rozptýli do
základného materiálu.
Obr. 3-11 Teplotné pole v tenkom plechu (h ≤ 10 mm) z rôznych materiálov
Q = 2,1 kJ/mm; v = 2 mm/s;– e) Q = 0,84 kJ/mm; v = 5 mm/s
100
Teplotné polia (izotermy) po hrúbke platne (pásu) prierezu 12,5 x 40 mm sú na obr. 3-12.
Porovnávajú sa výsledky analytického riešenia (a) a riešenia metódou konečných prvkov (b). Pri
výpočtoch sa uvažovali tieto parametre zvárania: U = 26 V; I = 310 A; v = 9,8 mm/s.
Pri porovnaní teplotných polí vzniklých pri zváraní nízkouhlíkovej ocele s rôznymi tepelnými
príkonmi možno usudzovať, že na tvar izoterm má vplyv okrem merného tepelného príkonu „Q“ aj
rýchlosť zvárania „v“.
Teplotné polia vplyvom teplotnej rozťažnosti materiálov (α) vytvárajú deformačné polia, ktoré
spravidla obsahujú oblasti s trvalou plastickou deformáciou. Plastické deformácie spôsobujú vznik
zvyškových napätí mechanizmom opísaným v časti 3.2.3.
Pri ohreve a chladnutí materiálov v priebehu zvárania môžu vzniknúť aj také zmeny štruktúry,
ktoré súvisia so zmenou objemu kovovej mriežky. Takéto štruktúrne zmeny spôsobujú vznik
zvyškových napätí druhého druhu a následne aj zvyškových napätí prvého druhu –
makroskopických. Štruktúrne zmeny nastanú napr. v oceliach náchylných na vznik martenzitických
štruktúr v teplom ovplyvnenej oblasti – TOO zvarového spoja.
3.3.1 Výpočet teplotných polí
Teplotu T v ľubovoľnom bode telesa, určeného pravouhlými súradnicami T (x; y; z), v čase t
možno vypočítať riešením parciálnej diferenciálnej rovnice [3-7, 8]:
(3-39)
kde symbol nabla ∇ je Laplace-ov operátor:
(3-40)
γ je hustota materiálu, merná hmotnosť (kg . m-3),
c – merné teplo (J . kg-1 . K-1),
λ – súčiniteľ tepelnej vodivosti (w . m1 . K-1).
W – množstvo tepla, privedeného do jednotky objemu materiálu za časovú jednotku (J).
Keď teplotné pole nezávisí od času, je stacionárny stav, zo vzťahu (3-39) odpadne ľavá strana
a dostaneme Poissonovu rovnicu:
W + γ . ∇T = 0
(3-41)
Keď sa v telese nenachádza zdroj tepla, t. j. W = 0 dostaneme Laplace-ovu rovnicu:
∇T = 0
(3-42)
V oblasti platnosti Hookovho zákona zmena teploty ∇T v telese vyvolá deformácie ε a napätia
σ:
(3-43)
101
Výpočet teplotných a deformačných polí je matematicky náročný. Predstavuje samostatný
vedný odbor s rozsiahlou literatúrou, napr. [3-8, 9].
Pri zváraní sa mení teplota materiálu od teploty tavenia, cez rekryštalizačné teploty až po
teplotu okolia. Pritom sa menia aj materiálové charakteristiky Re, Rm, vrátane súčiniteľov, ktoré
v inžinierskych výpočtoch považujeme za konštanty: E, α, λ, c. V súčasnosti sa na výpočet
zvarových deformácií a zvyškových napätí používajú výpočtové programy.
Trojrozmerové – 3D programy sú zložité, preto aj drahé, vyžadujú väčšie počítače.
a)
b)
Obr. 3-12 Teplotné pole po hrúbke platne, porovnanie výpočtov a) – analytickou metódou b) –
a metódou konečných prvkov
102
3.4 Deformácie pri zváraní
Z praktického hľadiska je účelné deliť deformácie vzniklé pri zváraní na:
-
pozdĺžne – v smere pozdĺžnej osi zvarového spoja,
-
priečne – v smere kolmom na pozdĺžnu os zvarového spoja
-
uhlové presadenie – zmeny uhla spojovaných častí (chyba 507 podľa STN ISO 6520).
Pozdĺžne deformácie spôsobuje zmraštenie spoja v smere dĺžky, pritom deformácii bráni
tuhosť a stabilita okolitého materiálu. Sú nepríjemné pri jednovrstvovom zváraní tenkých plechov,
kde môžu spôsobiť zvlnenie plechov. Pri zváraní plechov hrubších ako 10 mm je pozdĺžne
zmraštenie zanedbateľné malé, do 0,3 mm na 1 m dĺžky zvarového spoja.
Priečne deformácie spôsobuje zmraštenie spoja v smere kolmom na os zvarového spoja.
Veľkosť priečnych deformácií závisí najmä od šírky spoja, ďalej od hrúbky a tvaru spoja, tepelného
príkonu Q, postupu ukladania húseníc. Orientačné údaje priečneho zmraštenia tupých zvarových
spojov podľa [3-10] sú v tab. .3-1. Priečnu deformáciu možno zmenšiť alebo vylúčiť prekovaním
zvarových vrstiev – pozri STN 05 0211 časť 6.3 [3-6].
Kútové zvary vykazujú menšie priečne deformácie ako tupé spoje. Orientačné údaje priečneho
zmraštenia kútových zvarov podľa [3-9] sú v tab. 3-2.
Uhlové presadenie spojov je najnepríjemnejšie z uvedených deformácií, môže znehodnotiť
úžitkové vlastnosti zvarku. Veľkosť uhlovej deformácie závisí najmä od tvaru zvarového spoja
a postupu kladenia húseníc. Zmena uhlového presadenia v priebehu zvárania 7 vrstvového X –
spoja je na obr. 3-13. Vznik neprípustného uhlového presadenia možno zabrániť voľbou vhodného
postupu zvárania, správnym nastavením spojovaných častí (nastavením opačného presadenia)
a prekonávaním zvarových vrstiev [3-6]. Orientačné údaje uhlového presadenia spojov podľa [3-10]
sú v tab. 3-3 a tab. 3-4.
Obr. 3-13 Zmena uhlového presadenia v priebehu zvárania sedemvrstvového tupého X spoja
103
3.4.1 Možnosti zmenšenia deformácií od zvárania
Vo všeobecnosti deformácie zhoršujú úžitkové vlastnosti zvarkov. Deformácie podzostáv
sťažujú zostavenie konštrukcie. Nadmerne deformované detaily často vyžadujú rovnanie
jednotlivých častí, čo je prácna a drahá operácia. Úlohou zváracieho technológa je zvoliť taký
postup zvárania, aby minimalizoval odchýlky od predpísaného rozmeru a tvaru konštrukcie.
Prvým predpokladom pre zhotovenie kvalitnej zváranej konštrukcie je však správny
konštrukčný návrh, správne umiestnenie zvarových spojov z hľadiska namáhania (mimo oblasti
s koncentráciou napätia) a z hľadiska technologickosti – prístupnosti na zváranie, ako aj pre
nedeštruktívnu kontrolu. Zvarové deformácie možno zmenšiť týmito opatreniami:
-
Zmenšením tepelného príkonu zvárania Q, použitím nižších parametrov zvárania U, I a vyšších
rýchlostí zvárania v.
-
Použitie optimálnych tvarov a rozmerov zvarových plôch. Výhodnejšie je zváranie do úzkej
medzery.
-
Použitie vhodných upínacích prípravkov ako vhodného zostavenia zváraných častí, vrátane
správneho zostehovania.
-
Použitie optimálneho postupu zvárania – vhodné je striedanie húseníc z jednej a druhej strany,
kaskádový postup zvárania a pod.
-
Najúčinnejšie možno zmenšiť zvarové deformácie prekonávaním zvarových vrstiev podľa STN
05 0211, časť 6.3 [3-6].
Zvarky, ktoré po zvarení sa mechanicky opracovávajú, môžu sa zdeformovať v dôsledku
preskupenia zvyškových napätí. Na zabránenie deformácie projektanti predpisujú relaxačné žíhanie.
Po žíhaní treba povrch zvarku očistiť od okovín. Je to drahá a časovo náročná operácia.
Výhodnejšie je podrobiť vibračnému spracovaniu (pozri časť 16-2) pričom sa zmenšia zvyškové
napätia vo zvarových spojoch a dostatočne stabilizujú rozmery zvarku.
Podrobnejšie údaje o vibračnom spracovaní zvarkov sú v internej publikácii VÚZ [3-11].
Zároveň treba zdôrazniť, že neexistujú univerzálne postupy zvárania, ktoré platia pre všetky
spôsoby zvárania, všetky konštrukčné ocele a všetky druhy a rozmery konštrukčných častí. Existujú
však všeobecné zásady, ktoré sa musia dodržať pri navrhovaní a výrobe zváraných konštrukcií. Len
tvorivá spolupráca všetkých tvorcov konštrukcie – projektanta, konštruktéra, technológa, majstrov
a zváračov umožní zhotovovať kvalitné a spoľahlivé zvárané konštrukcie.
3.5 Zvyškové napätia
Pri tavnom zváraní kovových materiálov v dôsledku tuhnutia roztaveného a zmrašťovania
ohriateho materiálu, ako aj reakcie okolitého materiálu, vznikajú trvalé deformácie a zvyškové
napätia v oblasti zvarového spoja. Deformácie zvarkov sťažujú zostavenie konštrukcie, často
vyžadujú rovnanie dielca, čo je prácna operácia. Deformácie a zvyškové napätia zhoršujú úžitkové
vlastnosti zváranej konštrukcie, znižujú stabilitu dielcov, odolnosť proti krehkému porušeniu a proti
koróznemu praskaniu pri napätí. Prídavné ohybové namáhania znižujú únavovú pevnosť
konštrukčných detailov. Preto treba poznať zákonitosti vzniku zvarových deformácií, aby sa
zmenšili, keď sa úplne nedajú odstrániť alebo aby sa priaznivo usmernilo ich pôsobenie.
104
Veľkosť a priebeh deformácií a zvyškových napätí závisí od viacerých činiteľov. Z nich
najvýznamnejšie sú:
a) mechanické a teplotechnické vlastnosti základného materiálu a zvarového kovu, najmä ich
medza klzu, medza pevnosti a modul pružnosti,
b) transformačné zmeny štruktúry v teplom ovplyvnenej oblasti – TOO spoja,
c) merný tepelný príkon zvárania Q (kJ/mm),
d) typ zvarového spoja: tupý – kútový, zhotovený z jednej strany – V, alebo z dvoch strán – X,
e) podmienky zvárania a poradie a tuhosť zváraného detailu,
f) spôsob spracovania zvarového spoja: tepelné spracovanie (relaxačné žíhanie), mechanické
spracovanie (preťaženie, vibračné spracovanie atď.), žiadne – stav po zvarení.
Podľa veľkosti objemu, v ktorom pôsobia zvyškové napätia, rozoznávame mikroskopické
a makroskopické napätia. Iné rozdelenie poskytuje meranie napätí metódou difrakcie röntgenových
lúčov. Sú to zvyškové napätia:
-
I. druhu – pôsobia vo veľkých objemoch, porovnateľných s rozmermi konštrukčnej časti, teda
sú to makroskopické zvyškové napätia.
-
II. druhu – pôsobia v zrnách kovov.
-
III. druhu – pôsobia v atómoch kovov.
Kým zvyškové napätia II. a III. druhu majú len malý vplyv na mechanické a fyzikálnometalurgické vlastnosti materiálov, na úžitkové vlastnosti konštrukcií majú rozhodujúci vplyv
zvyškové napätia I. druhu. V ďalšom sa budeme zaoberať s napätiami I. druhu – makroskopickými
zvyškovými napätiami.
3.5.1 Meranie zvyškových napätí
Metódy stanovenia veľkosti a rozloženia zvyškových napätí a deformácií závisia úrovne
rozvoja metód experimentálnej pružnosti a rozvoja výpočtových metód, vrátane výpočtovej
techniky. Na výpočet deformácií zváraných detailov sa v štyridsiatych a päťdesiatych rokoch
najviac používal prístup Okerbloma [3-12], podľa „silových účinkov“ zvarov. Na meranie
deformácií sa používali spravidla mechanické prieťahomery Huggenbergerove, na meranie pri
zvýšených teplotách alebo po žíhaní zvarových spojov sa používali tenzotestery, založené na
meraní vzdialenosti oceľových guličiek, zatlačených do povrchu materiálu. Neskôr, okolo r. 1960
sa začali používať drôtové a neskôr fóliové elektrické odporové tenzometre.
V šesťdesiatych rokoch sa rozšírili u nás experimentálne metódy merania zvyškových napätí.
Najviac sa používali Davidenkova a Sachsova metóda na meranie zvyškových napätí v stene valca
– nalepenie tenzometrov na stenu a následné odvŕtavanie otvoru (stenčenie steny) alebo vyrezanie
časti steny s tenzometrami. Už začiatkom šesťdesiatych rokov sa overovali aj röntgenografické
metódy, založené na difrakcii Rtg žiarenia. Pre nedostatočnú presnosť sa Rtg metódy neujali
v praxi.
Na základe týchto poznatkov sa osvojili a zdokonalili tri metódy tenzometrického merania
deformácií a stanovenie zvyškových napätí:
105
a) povrchových – nalepením tenzometrov (ružice) a uvoľnením valca (obr. 3-14) – nalepením
špeciálneho tenzometra a vyvŕtaním malého otvoru, metóda špecifikovaná v ASTM E 837 [313], obr. 3-15,
b) po hrúbke materiálu – nalepením snímača s tenzometrami a uvoľnením valca (obr. 3-16),
c) v tenkých návaroch – nalepením tenzometra na povrch a postupným odobratím vrstiev materiálu
z opačného povrchu.
Tieto metódy sa používajú dodnes.
Obr. 3-14 Schéma merania povrchových zvyškových napätí metódou uvoľnenia valca
Rozšírenie samočinných počítačov podnietilo rozvoj metódy konečných prvkov a spracovanie
výpočtových programov na výpočet zvyškových napätí vyvolaných zváraním. Presnosť výpočtu
závisí od dokonalosti programu a presnosti vstupných údajov (teplotných závislostí
teplofyzikálnych veličín: ReT, E, α, λ , c, ρ atď.). Výsledky výpočtu by sa mali experimentálne
overiť.
Metóda merania zvyškových napätí na povrchu a po hrúbke materiálu spôsobom uvoľnenia
stĺpca materiálu je opísaná v časti 3-7.
106
Obr. 3-15 Schéma merania povrchových zvyškových napätí metódou „vŕtania malého otvoru“
v tenzometrickej ružici, ASTM E 837
Obr. 3-16 Schéma merania zvyškových napätí po hrúbke materiálu
107
3.5.2 Priebeh zvyškových napätí v okolí zvarových spojov
a) V tenkom zvarovom spoji vytvárajú zvyškové napätia dvojosovú napätosť, napätia v smere
hrúbky spoja - σz sú zanedbateľne malé. Priebeh zvyškových napätí v okolí zvarového spoja
tenkej platne (h ≤ 10 mm) je na obr. 3-17, σx sú napätia v smere osi zvarového spoja, σy –
napätia kolmé na os zvaru. Zvyškové napätia σx dosahujú maximálnu hodnotu asi σx = 0,8 . Re,
napätia σy = (0,5 až 0,6) Re.
b) V hrubom zvarovom spoji zvyškové napätia vytvárajú trojosovú napätosť. Smer hlavného
napätia σr1 možno stotožniť s osou zvaru X, podobne hlavné napätia σr2 = σy pôsobí kolmo na
os zvaru, σr3 = σz pôsobí v smere hrúbky spoja (kolmo na povrch zvarku). Typické priebehy
zvyškových napätí po hrúbke tupých zvarových spojov podľa [3-14] sú na obr. 3-18. Skutočne
namerané priebehy σr sú na obr. 3-21 a obr. 3-22. V malých kútových zvaroch sú priebehy
zvyškových napätí (obr. 3-19), vo väčších zvaroch aj zložka σz je nezanedbateľná.
c) V relatívne tenkých návaroch sa zvyškové napätia vyznačujú strmými gradientami. Základný
materiál a návar majú často odlišné tepelno-mechanické charakteristiky, najmä modul pružnosti
– E a súčiniteľ teplotnej rozťažnosti - α napr. austenitický návar na feritickej alebo bainitickej
oceli. V takom prípade zostanú veľké zvyškové napätia aj po tepelnom spracovaní naváranej
časti.
Typický priebeh zvyškových napätí v oblasti austenitického návaru bainitickej ocele v stave po
navarení (bez žíhania) je na obr. 3-20.
Obr. 3-17 Priebehy povrchových zvyškových napätí v tenkej zvarenej platni
108
Obr. 3-18 Priebehy zvyškových napätí po hrúbke tupých zvarov
109
Obr. 3-19 Priebehy zvyškových napätí po hrúbke platní vyvolaných kútovými zvarmi
Obr. 3-20 Priebehy zvyškových napätí po hrúbke platne s návarom – stav po navarení
Priebeh zvyškových napätí vo zvarových spojoch závisí aj od spôsobu zvárania a postupu
ukladania húseníc. Priebehy zvyškových napätí v opravných (nežíhaných) zvaroch, zhotovených na
zvislej stene – poloha PC, sú na nasledujúcich obrázkoch:
-
obr. 3-23, pri ukladaní húseníc po vrstvách (do vypoduškovaného úkosu),
-
obr. 3-24, pri „poduškovacom“ spôsobe opravného zvárania.
110
Priebeh zvyškových napätí pri poduškovacom postupe je nepriaznivejší, vyznačuje sa strmými
gradientami napätí a vysokou trojosovou napätosťou s temer rovnakými zložkami tlakových napätí
σx → σy → σz, ktorá má nízku deformačnú schopnosť: τ → 0.
a)
b)
Obr. 3-21 Priebehy zvyškových napätí po hrúbke spoja SAW (121) hrúbky 30 mm (a) stav po
zvarení, (b) po vibračnom spracovaní
Obr. 3-22 Priebehy zvyškových napätí po hrúbke obvodového spoja SAW (121) tlakovej nádoby
hrubej 120 mm (a) stav po zvarení, (b) stav po tlakovej skúške za tepla
111
Obr. 3-23 Priebehy zvyškových napätí po hrúbke a povrchových napätí v okolí opravného
zvarového spoja zhotoveného metódou vrstiev
Obr. 3-24 Priebehy zvyškových napätí po hrúbke a povrchových napätí v okolí opravného spoja
zhotoveného poduškovacou metódou
112
3.5.3 Vplyv zvyškových napätí na mechanické vlastnosti zvarových spojov
Zvyškové napätia σr sa sčítavajú – superponujú s napätiami od vonkajšieho zaťaženia σn. Ich
vplyv na mechanické vlastnosti zvarového spoja závisí od spôsobu namáhania a medzného stavu
porušenia materiálov.
Plastické porušenie. Keď sa nachádza materiál v plastickom stave a má dostatočnú
deformačnú schopnosť pri zaťažovaní detailu sa zvyškové napätia odbúravajú a porušenie nastane
bez pôsobenia σr. Teda môžu nepatrne ovplyvniť medzu klzu Re, ale prakticky nemajú vplyv na
medzu pevnosti Rm, ťažnosť A a kontrakciu Z.
Krehké porušenie. Keď je materiál v krehkom stave, ťahové zvyškové napätia výrazne
uľahčujú iniciáciu krehkej trhliny, vznik krehkého porušenia. Krehká trhlina sa šíri kolmo na smer
hlavného napätia σ1, preto pri vzniku krehkej trhliny vo zvarovom spoji, sa trhlina často vybočí do
základného materiálu a keď je ten dostatočne húževnatý, trhlina sa zastaví. Vo všeobecnosti však
ťahové zvyškové napätia znižujú odolnosť proti krehkému porušeniu.
Namáhanie v oblasti vysokokmitovej únavy. Pri únavovom namáhaní konštrukčného detailu
sa superponujú zvyškové napätia σr s napätiami od vonkajšieho zaťaženia σn a tak ovplyvňujú
úroveň stredného napätia σm. Únavová pevnosť závisí podstatne od rozkmitu napätí Δσ. Preto
v oblasti vysokokmitovej únavy zvyškové napätia majú len malý vplyv na únavovú pevnosť
detailov. Ťahové zvyškové napätia únavovú pevnosť mierne znižujú, tlakové σr mierne zvyšujú.
Výraznejšie zvýšenie únavovej pevnosti možno dosiahnuť vytvorením tlakových zvyškových napätí
v oblasti, kde sa očakáva iniciácia únavovej trhliny, napr. v oblasti vrubov. Robí sa to lokálnym
ohrevom.
Pri prekovaní prechodu zvaru do základného materiálu (peening) sa vytvorí plasticky
deformovaná vrstva a tlakové zvyškové napätia. Zvýši sa tým únavová pevnosť zvarového spoja o
40 až 80 %.
Pri vyššej hladine únavového namáhania sa zvyškové napätia postupne odbúravajú, ich vplyv
sa postupne zmenšuje.
Vplyv tepelného a mechanického spracovania na únavovú pevnosť sa popisuje v časti 3.14.2.
Rýchlosť rastu únavovej trhliny. Rýchlosť rastu únavovej trhliny da/dN závisí od rozkmitu
súčiniteľa intenzity napätia ΔK, potom zvyškové napätia majú na R RÚT zanedbateľný vplyv. Pri
raste prechodnej okrajovej trhliny v nežíhanom zvarovom spoji vznikne pred frontom trhliny pole
tlakových zvyškových napätí, ktoré pri nízkej hladine ΔK spomaľujú rast trhliny. Pri vysokých
hodnotách ΔK ≥ 70 MPa
zvyškové napätia na R RUT nemajú vplyv (obr. 3-25). Je tam
závislosť da/dN–ΔK v oceli S355 v nežíhanom S.O a relaxačne žíhanom S.2 zvarovom spoji SAW.
Namáhanie v oblasti deformačnej (nízkokmitovej) únavy. Zvyškové napätia sa pomerne
rýchle odbúrajú. Napriek tomu nízkokmitová únavová životnosť nežíhaných zvarových spojov je
nižšia ako relaxačne žíhaných spojov. Užitočný vplyv relaxačného žíhania nespočíva v zmenšení
zvyškových napätí ale súvisí so zjemnením štruktúr zvarového kovu a teplom ovplyvnenej oblasti
spoja.
Korózne praskanie pri napätí. Napätia sú dominantnou zložkou korózneho praskania, preto
ťahové zvyškové napätia majú významný vplyv na tento medzný stav materiálu resp. zvarového
spoja.
Strata stability (vybočenie, vydutie). Tlakové zvyškové napätia môžu znížiť vzpernú pevnosť
dlhých štíhlych konštrukčných detailov, ako aj tenkostenných panelov alebo valcových škrupín.
113
Ďalšie výrazné zníženie vzpernej pevnosti spôsobujú chyby tvaru spoja: lineárne a uhlové
presadenie (defekt č. 507 a 508 podľa STN ISO 6520).
Obr. 3-25 Závislosť rýchlosti rastu únavovej trhliny od rozkmitu súčiniteľa intenzity napätia
ΔK v oceli S 355 (ZM), v žíhanom stave (S.2) a nežíhanom stave (S.0)
3.6 Teplotechnické charakteristiky ocelí
Pri výpočtovom riešení úloh z oblasti teplotných deformácií a napätí konštrukcií zhotovených
z nízkolegovaných ocelí sa odporúča použiť súčinitele podľa ENV 1993-1-2:1995 „Všeobecné
pravidlá – navrhovanie proti účinkom požiaru“ [3-1].
3.6.1 Teplotná rozťažnosť
Závislosť teplotnej rozťažnosti ocelí od teploty je na obr. 4.3-26. V jednotlivých teplotných
intervaloch možno použiť vzťahy:
+20 °C ≤ T < 750 °C:
ΔL/L0 = 1,2 . 10-5 . T + 0,4 . 10-8 . T2 – 2,416 . 10-4
750 °C ≤ T ≤ 860 °C:
ΔL/L0 = 1,1 . 10-2
860 °C < T ≤ 1200 °C:
ΔL/L0 = 2 . 10-5 . T – 6,2 . 10-3
Pre približný výpočet možno použiť hodnotu:
114
ΔL/L0 = ε = α . ΔT = 14,10-6 (T –20° C)
Obr. 3-26 Zmena teplotnej rozťažnosti ocele v závislosti od teploty [3-1]
3.6.2 Merné teplo
Závislosť merného tepla c (γ/kg.K) ocele od teploty je na obr. 3-27. V jednotlivých teplotných
intervaloch možno použiť vzťahy:
+20 °C ≤ T < 600 °C:
c = 425 + 7,73 . 10-1 . T – 1,69 . 10-3 . T2 + 2,22 . 10-6 . T3
600 °C ≤ T < 735 °C:
c = 666 + 13 002 (738 – T)-1
735 °C ≤ T < 900 °C:
c = 545 + 17 820 (T – 731)-1
900 °C ≤ T ≤ 1200 °C:
c = 650 (γ/kg.K).
Pre približný výpočet možno použiť hodnotu:
c = 600 (γ/kg.K).
3.6.3 Tepelná vodivosť
Závislosť tepelnej vodivosti γ (W/m . K) ocele od teploty je na obr. 3-28. V jednotlivých
teplotných intervaloch možno použiť vzťahy:
+20 °C ≤ T < 800 °C:
λ = 54 – 3,33 . 10-2 . T
800 °C ≤ T ≤ 1200 °C:
λ = 27,3 W/m . K.
Pre približný výpočet možno použiť hodnotu:
λ = 45 W/m . K.
115
Obr. 3-27 Zmena merného tepla ocele v závislosti od teploty [3-1]
Obr. 3-28 Zmena tepelnej vodivosti ocele v závislosti od teploty [3-1]
116
3.7 Meranie zvyškových napätí spôsobom uvoľnenia stĺpca materiálu
Metóda spočíva vo vytvorení snímača zo zmesi epoxidu s kremíkovým práškom, v snímači sú
naplnené fóliové odporové tenzometre, orientované v troch smeroch súradných osí x, y, z – obr. 329. V meranom mieste napr. v strede zvarového spoja sa vyvŕta otvor ø 6 alebo 8 mm, do otvoru sa
zasunie snímač s tenzometrami a drôtenými vývodmi, zalepí do otvoru, zaliatím s rovnakou
zmesou. Po vytvrdení zmesi sa odmerajú počiatočné odpory tenzometrov, odvŕta sa valec priemeru
ø 24, resp. ø 32 mm korunovým vrtákom alebo elektroiskrovým obrábaním. Po uvoľnení valca sa
odmerajú zmeny odporu tenzometrov, z ktorých po vynásobení opravnými súčiniteľmi imax; imin; iz
sa stanovia pomerné deformácie εx; εy; εz v meranom mieste. Údaje deformácií sa spoja plynulými
krivkami. Z údajov εxj; εyj; εzj vo vybraných miestach „j“ sa vypočítajú komponenty zvyškových
napätí σxj; σyj; σzj . Podrobný popis metódy je v [3-15].
Obr. 3-29 Kostra tenzometrického snímača na meranie zvyškových napätí po hrúbke materiálu
Zmes epoxidu s kremíkovým práškom sa použila na zmenšenie súčiniteľa teplotnej rozťažnosti
α, resp. k jeho priblíženiu k α ocele.
Metóda merania zvyškových napätí sa overovala na krížových vzorkách pri rôznych pomeroch
namáhania Fx/Fy [3-16]. Vzorka bola hrubá 25 mm, šírka ramena 100 mm. Na základe týchto
meraní sa stanovili opravné súčinitele imax; imin; iz (obr. 3-30), ktoré slúžia na elimináciu vplyvu
koncentrácie napätia spôsobené otvorom a prenosu deformácií vo vnútri otvoru na odporové
tenzometre.
3.7.1 Meranie povrchových zvyškových napätí
Postup merania povrchových zvyškových napätí je:
a) Merané miesto treba obrúsiť, očistiť, odmastiť.
b) Nalepí sa tenzometrická ružica typu: 0/90° (ak poznáme smery hlavných napätí σr1 a σr2),
0/60/120° alebo 0/45/90°. Odmerajú sa počiatočné odpory a zaizolujú sa. Tenzometer TA má
smer osi zvaru (obr. 4.3-14).
117
c) Uvoľní sa (odvŕta korunovým vrtákom, alebo odiskruje valčekom) stĺpec priemeru d do hĺbky h
= 0,7 . d.
Obr. 3-30 Opravné súčinitele na stanovenie hodnôt reálnych deformácií
d) Odmerajú sa odpory tenzometrov a vypočítajú sa pomerné deformácie εa, εb, εc.
e) Vypočítajú sa hlavné pomerné deformácie ε1, ε2 podľa teórie pružnosti; pri použití ružice
0/60/120°, sú to vzťahy:
(3-44)
f) Hlavné napätia σ1, σ2 sú:
(3-45)
(3-46)
W je súčiniteľ priečnej citlivosti tenzometrov.
g) Uhol ϕ medzi osou zvaru (smer TA) je:
Výpočtové vzťahy pre iné tenzometrické ružice sú napr. v [3-15].
118
3.7.2 Meranie zvyškových napätí po hrúbke materiálu (zvarového spoja)
Zhotovenie snímača deformácií je na obr. 3-29. Postup zhotovenia snímača a merania
zvyškových napätí po hrúbke materiálu (zvarového spoja) je tento:
a) Kostru snímača zhotovíme z látky, ktorú použijeme aj na zaliatie snímača do otvoru. Môže to
byť „belzona“ alebo zmes epoxidu 110 + SiO2 prášku + P1 vytvrdzovača v pomere 1 : 1,1 : 0,1
hmotnostného podielu.
b) Z belzony sa odleje platnička hrubá 0,5 až 0,8 mm podľa návodu výrobcu. Na formu možno
použiť sklenené platne. Povrch skla separovať; možno použiť mikroténovú fóliu.
c) Z platničky sa vyrežú dva pásiky „hrebeňovitého“ tvaru, ktoré sa nasunú na seba o 90° a zlepia
belzonom.
d) Na kostru sa nalepia fóliové tenzometre v troch smeroch: 1x, 1y, 1z, 2x, 2y ... Odmerajú sa
polohy tenzometrov, vzdialenosti od „začiatku“ snímača.
e) Na tenzometre sa prispájkujú vývody – izolovaný medený drôt hrubý 0,06 až 0,1 mm. Jeden
koniec tenzometrov sa pripojí na spoločný nulový drôt.
f) Merané miesto treba obrúsiť, očistiť, odmastiť; nakreslia sa kružnice pre otvory: ø 6 mm (8
mm) a vonkajší priemer stĺpčeka d = 24 mm (32 mm).
g) Do medzikružia sa nalepia tenzometre na meranie povrchových zvyškových napätí. Jeden
tenzometer TA má smer osi zvaru, ostatné sú po 60°.
h) Odmerajú sa počiatočné odpory tenzometrov TA, TB, TC.
i) Vyvŕta sa otvor ø 6 mm (8 mm) pre snímač. Otvor treba očistiť, odmastiť.
j) Vloží sa do otvoru snímač tak, aby tenzometre TX smerovali do osi zvaru. Zaleje sa snímač
belzonou a nechá sa vytvrdiť.
k) Odmerajú sa počiatočné hodnoty odporov všetkých tenzometrov.
l) Konce vývodov sa zakryjú tmelom a čiapočkou z tenkého plechu proti mechanickému
poškodeniu pri vŕtaní (odiskrovaní).
m) Odvŕta sa korunovým vrtákom (odiskruje) stĺpec materiálu, obr. 3-16.
n) Odmerajú sa odpory tenzometrov a vypočítajú sa pomerné deformácie ε1x; ε1y; ε1z; ε2x; ε2y; ε2z ...
o) Vynesú sa namerané údaje deformácií do grafu: poloha tenzometra – deformácia; deformácie
v jednotlivých smeroch sa spoja krivkami εx; εy; εz, pozri obr. 3-31 a).
p) Vo zvolených bodoch „i“ odčítame namerané a interpolované údaje deformácií εxi; εyi; εzi.
Vypočítajú sa pomery εxi/εyi a z diagramu na obr. 3-30 sa odčítajú opravné súčinitele imax, imin,
s ktorými treba vynásobiť údaje ε . i = e.
q) Vynesú sa údaje ex; ey; ez do grafu a spoja krivkami, pozri obr. 3-31 b).
r) Vo zvolených bodoch odčítame údaje exj; eyj; ezj a podľa vzťahov teórie pružnosti vypočítame
napätia σ1 = σx; σ2 = σy; σ3 = σz,– pozri napr. [3-4, 15].
s) Vypočítané údaje zvyškových napätí v jednotlivých smeroch x, y, z sa spoja krivkami, obr. 3-31
c).
119
a)
b)
c)
Obr. 3-31 Postup pri stanovení zvyškových napätí po hrúbke materiálu z nameraných údajov
a) priebeh nameraných pomerných deformácií, b)priebeh upravených (súčiniteľov i) pomerných
deformácií, c)priebeh stanovených zvyškových napätí
120
Literatúra
[3-1] STN ENV 1993-1, -2:1995 „Všeobecné pravidlá – Navrhovanie proti účinkom požiaru“
[3-2] STN EN 1011-1 Zváranie. Odporúčania na zváranie kovových materiálov – Časť 1:
Všeobecný návod na oblúkové zváranie
[3-3] Müncner, L., Iždinský, O., Ruža, V.: Deformácie a napätia pri zváraní, Interná publikácia
VÚZ, Alfa Bratislava 1964
[3-4] Birger, I. A.: Ostatočnyje naprjaženija, Mašgiz, Moskva 1963 (rus.)
[3-5] Timošenko, S., Woinowsky-Krieger, S.: Plastinki i oboločki, GIFML, Moskva 1963 (rus.)
original: Theory of plates and shells, Mc Graw-Hill Book Co, Ny. 1959
[3-6] STN 05 0211 (1992) Tepelné a mechanické spracovanie zvarových spojov nelegovaných
a nízkolegovaných ocelí
[3-7] Rykalin, N. N.: Razčety teplovych processov pri svarke, Moskva 1951 (rus.)
[3-8] Melan, E. – Parkus, H.: Wärmespannungen in folge Stationarer Temperaturfelder, Springer
Verlag Wien, 1953 (nem.) rus.: Termouprugie naprjaženija. Fizmatgiz, Moskva, 1958
[3-9] Gatewood, B. E.: Thermal Stresses, Mc Graw-Hill Book Comp., NY, Toronto, London 1957
(angl.) rus.: Temperaturnyje naprjaženija, IIL, Moskva, 1959
[3-10] Malisius, R.: Schrumpfungen und Risse beim Schweissen, Düsseldorf 1960
[3-11] Vibračné spracovanie zvarkov, Smernica, VÚZ 28/86, Bratislava 1986
[3-12] Okerblom, N. O.: Rasčet deformacij konstrukcij pri svarke, Mašgiz, 1955
[3-13] ASTM E 837-95 Standard test method for determining residual stresses by the hole -driling
strain – gage method, Annual book of ASTM standards, V 03.01
[3-14] Kálna, K.: Hodnotenie prípustnosti defektov v priebehu prevádzky jadrových energetických
zariadení, Výskumná správa č. VÚZ 4699-4, Bratislava, 11, 1994
[3-15] Jesenský, M.: Zvyškové napätia vo zvarových spojoch a ich vplyv na úžitkové vlastnosti
zvarkov, Interná publikácia VÚZ 390/90
[3-16] Jesenský, M.: Meranie zvyškových napätí vo zvarových spojoch, Zváračské správy 39,
1989, 4, 85
Odporúčaná literatúra
•
Považan, J.: Výpočet zvyškových napätí a deformácií vo zváraných nosníkoch, Interná
publikácia VÚZ, Obzor Bratislava 1975
•
Polák, P.: Chyby, skúšky a deformácie a napätia zvarových spojov, Interná publikácia VÚZ
Bratislava 1985
•
Jesenský, M.: Zvyškové napätia vo zvarových spojoch a ich vplyv na úžitkové vlastnosti
zvarkov, Interná publikácia VÚZ 390/90, Bratislava, 1990
Zoznam symbolov
σ; σn; σr
(MPa)
napätie, nominálne n , zvyškové r
ε
-
pomerná deformácia
121
E
(MPa)
modul pružnosti v ťahu
ν
-
Poissonovo číslo
Re; Rm
(MPa)
medza klzu, medza pevnosti
A5
(%)
ťažnosť
Z
(%)
kontrakcia
F
(N; kN)
sila, zaťaženie
S
(mm2)
plocha, prierez
M
(Nm; J)
moment sily
Ix,y
(mm4)
moment zotrvačnosti prierezu
3
W
(mm )
prierezový modul
f
(mm)
priehyb
T, ΔT
(°C; K)
teplota, rozdiel teplôt
t
(s)
čas
-1
α
(K )
súčiniteľ teplotnej rozťažnosti
λ
(W.m-1.K-1)
súčiniteľ tepelnej vodivosti
c
(J.kg-1.K-1)
merné teplo
Q
(kJ.mm-1)
merný tepelný príkon
U
(V)
zváracie napätie
I
(A)
zvárací prúd
h
(mm)
hrúbka platne, výška nosníka
L
(mm)
dĺžka
r, R
(mm)
polomer
d, D
(mm)
priemer
x, y, z
(mm)
súradnice bodu (elementu)
MAW (111)
ručné oblúkové zváranie
SAW (121)
zváranie pod tavivom
MIG (131)
zváranie v ochrane inertného plynu
MAG (135)
zváranie v ochrane aktívneho plynu
TIG (141)
TIG zváranie
PAW (15)
plazmové oblúkové zváranie
Ostatné označenia a skratky sú vysvetlené v texte.
122
Download

3 NAPÄTIA A DEFORMÁCIE ZO ZVÁRANIA