Остаточные напряжения в соединениях тонколистового сплава АМг6, вызванные дуговой и лазерно-дуговой сваркой

Приведены результаты экспериментальных исследований остаточных деформаций и напряжений в стыковых соединениях сплава АМг6 толщиной 1,9 мм, полученных сваркой МИГ и МИГ + лазерный пучок. Установлено, что при шестикратном увеличении скорости сварки (гибридный процесс) обеспечивается двукратное умень...

Ausführliche Beschreibung

Gespeichert in:

Bibliographische Detailangaben
Datum:	2006
Hauptverfasser:	Шонин, В.А., Машин, В.С., Хаскин, В.Ю., Недей, Т.Н.
Format:	Artikel
Sprache:	Russian
Veröffentlicht:	Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України 2006
Schriftenreihe:	Автоматическая сварка
Schlagworte:	Научно-технический раздел
Online Zugang:	https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/102799
Tags:	Tag hinzufügen Keine Tags, Fügen Sie den ersten Tag hinzu!
Назва журналу:	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Zitieren:	Остаточные напряжения в соединениях тонколистового сплава АМг6, вызванные дуговой и лазерно-дуговой сваркой / В.А. Шонин, В.С. Машин, В.Ю. Хаскин, Т.Н. Недей // Автоматическая сварка. — 2006. — № 9 (641). — С. 26-31. — Бібліогр.: 8 назв. — рос.

Institution

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine

id	nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-102799
record_format	dspace
spelling	nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-1027992025-02-23T17:18:19Z Остаточные напряжения в соединениях тонколистового сплава АМг6, вызванные дуговой и лазерно-дуговой сваркой Residual stresses in joints on thin-sheet alloy AMg6 induced by arc and laser-arc welding Шонин, В.А. Машин, В.С. Хаскин, В.Ю. Недей, Т.Н. Научно-технический раздел Приведены результаты экспериментальных исследований остаточных деформаций и напряжений в стыковых соединениях сплава АМг6 толщиной 1,9 мм, полученных сваркой МИГ и МИГ + лазерный пучок. Установлено, что при шестикратном увеличении скорости сварки (гибридный процесс) обеспечивается двукратное уменьшение поперечного сечения шва, полуторное — околошовной зоны с продольными остаточными напряжениями и более чем четырехкратное — поперечных остаточных напряжений. The paper gives the results of experimental studies of residual welding strains and stresses in butt joints of AMg6 alloy 1.9 mm thick made by MIG welding and MIG + laser beam welding. It is established that a six times increase of the welding speed (hybrid process) provides a two times narrowing of the weld cross-section, one-and-a-half times narrowing of the HAZ with longitudinal residual stresses and more than four times reduction of the transverse residual stresses. 2006 Article Остаточные напряжения в соединениях тонколистового сплава АМг6, вызванные дуговой и лазерно-дуговой сваркой / В.А. Шонин, В.С. Машин, В.Ю. Хаскин, Т.Н. Недей // Автоматическая сварка. — 2006. — № 9 (641). — С. 26-31. — Бібліогр.: 8 назв. — рос. 0005-111X https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/102799 621.791.052:539.4.014 ru Автоматическая сварка application/pdf Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
institution	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection	DSpace DC
language	Russian
topic	Научно-технический раздел Научно-технический раздел
spellingShingle	Научно-технический раздел Научно-технический раздел Шонин, В.А. Машин, В.С. Хаскин, В.Ю. Недей, Т.Н. Остаточные напряжения в соединениях тонколистового сплава АМг6, вызванные дуговой и лазерно-дуговой сваркой Автоматическая сварка
description	Приведены результаты экспериментальных исследований остаточных деформаций и напряжений в стыковых соединениях сплава АМг6 толщиной 1,9 мм, полученных сваркой МИГ и МИГ + лазерный пучок. Установлено, что при шестикратном увеличении скорости сварки (гибридный процесс) обеспечивается двукратное уменьшение поперечного сечения шва, полуторное — околошовной зоны с продольными остаточными напряжениями и более чем четырехкратное — поперечных остаточных напряжений.
format	Article
author	Шонин, В.А. Машин, В.С. Хаскин, В.Ю. Недей, Т.Н.
author_facet	Шонин, В.А. Машин, В.С. Хаскин, В.Ю. Недей, Т.Н.
author_sort	Шонин, В.А.
title	Остаточные напряжения в соединениях тонколистового сплава АМг6, вызванные дуговой и лазерно-дуговой сваркой
title_short	Остаточные напряжения в соединениях тонколистового сплава АМг6, вызванные дуговой и лазерно-дуговой сваркой
title_full	Остаточные напряжения в соединениях тонколистового сплава АМг6, вызванные дуговой и лазерно-дуговой сваркой
title_fullStr	Остаточные напряжения в соединениях тонколистового сплава АМг6, вызванные дуговой и лазерно-дуговой сваркой
title_full_unstemmed	Остаточные напряжения в соединениях тонколистового сплава АМг6, вызванные дуговой и лазерно-дуговой сваркой
title_sort	остаточные напряжения в соединениях тонколистового сплава амг6, вызванные дуговой и лазерно-дуговой сваркой
publisher	Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
publishDate	2006
topic_facet	Научно-технический раздел
url	https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/102799
citation_txt	Остаточные напряжения в соединениях тонколистового сплава АМг6, вызванные дуговой и лазерно-дуговой сваркой / В.А. Шонин, В.С. Машин, В.Ю. Хаскин, Т.Н. Недей // Автоматическая сварка. — 2006. — № 9 (641). — С. 26-31. — Бібліогр.: 8 назв. — рос.
series	Автоматическая сварка
work_keys_str_mv	AT šoninva ostatočnyenaprâženiâvsoedineniâhtonkolistovogosplavaamg6vyzvannyedugovojilazernodugovojsvarkoj AT mašinvs ostatočnyenaprâženiâvsoedineniâhtonkolistovogosplavaamg6vyzvannyedugovojilazernodugovojsvarkoj AT haskinvû ostatočnyenaprâženiâvsoedineniâhtonkolistovogosplavaamg6vyzvannyedugovojilazernodugovojsvarkoj AT nedejtn ostatočnyenaprâženiâvsoedineniâhtonkolistovogosplavaamg6vyzvannyedugovojilazernodugovojsvarkoj AT šoninva residualstressesinjointsonthinsheetalloyamg6inducedbyarcandlaserarcwelding AT mašinvs residualstressesinjointsonthinsheetalloyamg6inducedbyarcandlaserarcwelding AT haskinvû residualstressesinjointsonthinsheetalloyamg6inducedbyarcandlaserarcwelding AT nedejtn residualstressesinjointsonthinsheetalloyamg6inducedbyarcandlaserarcwelding
first_indexed	2025-11-24T02:12:58Z
last_indexed	2025-11-24T02:12:58Z
_version_	1849636032309362688
fulltext	УДК 621.791.052:539.4.014 ОСТАТОЧНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ В СОЕДИНЕНИЯХ ТОНКОЛИСТОВОГО СПЛАВА АМг6, ВЫЗВАННЫЕ ДУГОВОЙ И ЛАЗЕРНО-ДУГОВОЙ СВАРКОЙ В. А. ШОНИН, В. С. МАШИН, В. Ю. ХАСКИН, кандидаты техн. наук, Т. Н. НЕДЕЙ, инж. (Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины) Приведены результаты экспериментальных исследований остаточных деформаций и напряжений в стыковых соединениях сплава АМг6 толщиной 1,9 мм, полученных сваркой МИГ и МИГ + лазерный пучок. Установлено, что при шестикратном увеличении скорости сварки (гибридный процесс) обеспечивается двукратное уменьшение поперечного сечения шва, полуторное — околошовной зоны с продольными остаточными напряжениями и более чем четырехкратное — поперечных остаточных напряжений. К л ю ч е в ы е с л о в а : алюминиевые сплавы, сварка плавле- нием, стыковые соединения, тонколистовые конструкции, околошовная зона, остаточные деформации, остаточные напряжения В процессе сварки листовых конструкций в ме- талле шва и околошовной зоне происходит не- избежное накопление термопластических дефор- маций, что обусловливает образование продоль- ных и поперечных остаточных деформаций и нап- ряжений [1]. Известно, что поперечные растяги- вающие остаточные напряжения в зоне концен- траторов напряжений от выпуклой формы шва снижают сопротивление усталости соединений при поперечном действии переменных напряже- ний внешней нагрузки [2]. Эти остаточные нап- ряжения уравновешены в сечении стыкового со- единения, проходящем вдоль сварного шва, и зависят от размеров соединяемых элементов, ско- рости сварки и длины сварного шва. К тому же, при сварке тонколистовых элементов остаточные деформации и напряжения вызывают потерю ус- тойчивости при сжатии основного металла вслед- ствие воздействия усадочных сил в шве и зоне тер- мического влияния (ЗТВ). Возникающие оста- точные деформации изгиба являются причиной значительной неравномерности распределения ос- таточных напряжений по толщине металла и по- вышенной остаточной напряженности в поверхнос- тных слоях околошовной зоны соединения. В связи с этим при изготовлении сварных листовых конс- трукций следует уделять должное внимание сни- жению поперечных растягивающих остаточных напряжений в соединениях. Одним из эффективных путей снижения ос- таточных деформаций и напряжений, возникаю- щих в тонкостенных конструкциях, является при- менение высокопроизводительных процессов сварки, обеспечивающих минимальное тепловло- жение. В этом плане заслуживают внимания гиб- ридные способы сварки, получившие в последние годы широкое развитие [3–5]. Они основаны на локализации тепловой энергии в зоне плавления, что позволяет значительно увеличивать скорость сварки и глубину проплавления при уменьшении тепловложения в основной металл. Наиболее пер- спективным для соединения тонколистовых алю- миниевых сплавов является способ сварки пла- вящимся электродом (МИГ) с применением ла- зерного пучка (ЛП), который может обеспечить повышенную скорость сварки с низкой погонной энергией, и как следствие, уменьшение попереч- ных остаточных деформаций и напряжений. Од- нако пока не имеется данных о влиянии скорости сварки на уровень остаточных напряжений и де- формаций для тонколистовых алюминиевых кон- струкций. Цель настоящей работы — установить уровни и характер распределения остаточных деформа- ций и напряжений в стыковых соединениях тон- колистового алюминиевого сплава АМг6, полу- ченных гибридным МИГ+ЛП и традиционным МИГ способами сварки. Методика проведения исследований. Иссле- дования проводили на образцах стыкового сое- динения, состоящего из двух пластин размером 300 (125+125) 1,9 мм из сплава АМг6, сварен- ных стыковым швом за один проход. Длину и ширину пластин выбирали исходя из условия по- лучения максимально возможных остаточных напряжений. За основу принимали принцип по- добия крупногабаритным образцам большой толщины, в которых образуются максимальные остаточные напряжения. Для этого их длину и ширину уменьшали пропорционально изменению толщины металла. © В. А. Шонин, В. С. Машин, В. Ю. Хаскин, Т. Н. Недей, 2006 26 9/2006 Сварку образцов выполняли в нижнем поло- жении на формирующей подкладке из нержаве- ющей стали сварочной проволокой АМг6 диамет- ром 1,2 мм. Образцы при сварке закрепляли в жес- тком кондукторе. Для сварки плавящимся элек- тродом в инертных газах применяли типовое обо- рудование «Fronius TPS-2700» и промышленный CO2-лазер ЛТ-104. Защитной средой являлся ар- гон. Сварку МИГ выполняли на следующем ре- жиме: ток сварки Iсв = 90 А; напряжение на дуге Uд = 17,8 В; скорость сварки vсв = 50 м/ч; скорость подачи проволоки vп.пр = 5,9 м/мин. Сварку гиб- ридным способом осуществляли при полезной мощности лазера 2,5 кВт на следующем режиме сварки МИГ: Iсв = 185 А; Uд = 23,3 В; vсв = 300 м/ч; vп.пр = 11,8 м/мин. На рис. 1 приведены габарит- ные размеры стыковых соединений и профили швов, построенные методом профилометрирова- ния. Для экспериментальной оценки остаточных де- формаций в околошовной зоне применяли разру- шающий метод тензометрирования, основанный на измерении упругих деформаций в локальном участке исследуемого металла сварного соедине- ния при его полной разгрузке [6]. Указанный ме- тод отличается высокой точностью и позволяет определять остаточные деформации как на повер- хности стыкового соединения, так и усредненные по толщине образца. Разгрузку осуществляли пу- тем механической вырезки участка металла с тен- зорезисторными датчиками, наклеенными на ли- цевой и обратной поверхностях соединения. Для этого из каждой серии сваренных образцов вы- бирали один образец-свидетель, на котором вы- полняли измерения остаточных деформаций и напряжений. Значения остаточных деформаций определяли с лицевой и обратной стороны поверхности сты- кового соединения в направлениях, параллельных оси шва (сечения I–I и III–III) и перпендикулярных ко шву (II–II и IV–IV) (рис. 1). Продольные се- чения I–I и II–II проходили вдоль ЗТВ на рас- стоянии 5…7 мм от оси шва, а поперечные III–III, IV–IV — на расстоянии 152 и 172 мм от начала шва (рис. 1). Тензодатчики сопротивления (про- волочные типа ПКБ и ПКП и фольговые типа КФ) прикрепляли клеем типа циакрин. Для се- чений I–I использовали датчики ПКБ с базой 20 мм, для II–II — ПКП с базой 10 мм, для III–III — КФ с базой 10 мм, а для IV–IV — ПКБ и ПКП с базой 5 мм. Расположение датчиков отвечало принятым направлениям двух компонент напря- жений, ориентированных вдоль σост(x) (сечения I–I и III–III) и поперек σост(y) (II–II и IV–IV) шва. Для каждого образца использовали до 80 тензомет- рических датчиков. Измерения деформаций выполняли с помощью прибора ИСД-3. Температурную компенсацию осуществляли путем использования однотипных датчиков, наклеенных на ненагружаемые пласти- ны из указанного сплава. Тензодатчики из партии каждого типа проверяли на тарировочном уст- ройстве с применением контрольной балки раз- мером 400 30 10 мм из сплава АМг6 для сжатия и растяжения поверхностных слоев металла при нагружении чистым изгибом. Погрешность зна- чений деформаций, полученных при измерении, по сравнению с расчетными не превышала ±4 %. После измерения исходных значений сопро- тивления датчиков разгрузку металла начинали с зоны активных растягивающих остаточных нап- ряжений. С этой целью сначала высверливали от- Рис. 1. Схема образца стыковых соединений сплава АМг6 (а) и профили сварных швов, выполненных сваркой МИГ (б) и МИГ+ЛП (в): L — длина образца; LI, LII — расстояние от начала шва до места установки датчика; B — ширина свариваемых пластин; δ — толщина основного металла; b — ширина шва с его лицевой стороны; h — высота шва (все размеры даны в миллиметрах); I–IV — сечения 9/2006 27 верстия диаметром 10 мм по металлу сварного шва вдоль его длины с шагом 30…50 мм, что дало возможность значительно снизить уровни актив- ных растягивающих остаточных напряжений. За- тем выпиливали поочередно участки пластины с наклеенными датчиками. Измеренные значения сопротивления датчиков до и после разгрузки в виде ε = ∆о.е.д⋅10–5 (здесь о.е.д — относительные единицы деформации) представляли аппроксими- рующими линейными графиками, построенными для различных сечений и направленности оста- точных деформаций с отсчетом от середины (се- чения I–I и II–II) и начала (III–III и IV–IV) шва. С помощью этих графиков корректировали экс- периментальные данные о продольных и попе- речных деформациях при условном совмещении координат датчиков. Расчеты поверхностных остаточных напряже- ний двухосного направления осуществляли по значениям остаточных деформаций, полученным экспериментально, с использованием известных формул теории упругости [6]: σx = E 1 – µ2 (εx + µεy); σy = E 2 – µ2 (εy + µεx), где σx и σy — продольные и поперечные напря- жения; E — модуль упругости (E = 69000 МПа); εx и εy — соответственно продольные и попереч- ные относительные деформации; µ — коэффици- ент Пуассона, µ = 0,33. Усредненные по толщине продольные и по- перечные остаточные напряжения определяли из выражения σост = σост в + σост н 2 , где σост в — напряжения на верхней (лицевой) по- верхности соединения; σост н — то же на нижней (обратной) его поверхности. Кривые, характери- зующие распределение продольных и поперечных остаточных напряжений в рассматриваемых се- чениях соединений, показаны на рис. 2. Нерав- номерность распределения остаточных напряже- ний по толщине металла, вызванная остаточным изгибом, представлена (рис. 3) разницей между значениями остаточных напряжений на лицевой и обратной поверхности соединения: σизг = σост в – σост н 2 . Данные измерений тензометрическими датчи- ками на кривых распределений остаточных нап- ряжений обозначены точками. Результаты исследований и обсуждение. Ус- редненные по толщине значения продольных ос- таточных напряжений σост(x) в поперечном се- чении I–I центральной части сварных образцов отвечают известному [2] характеру распределе- ний. Они уравновешены по сумме сил и моментов Рис. 2. Средние значения остаточных напряжений продольной (а, б) соответственно в поперечном I–I и продольном III–III сечениях и поперечной компоненты (в, г) соответственно в поперечном II–II и продольном IV–IV сечениях: 1 — сварка МИГ; 2 — МИГ+ЛП 28 9/2006 в плоскости их действия (рис. 2, а). Как следует из рис. 2, а, в, ширина околошовной зоны с ак- тивными растягивающими остаточными напряже- ниями при гибридном способе сварки в 1,5 раза меньше, чем в стыковых соединениях, получен- ных способом сварки МИГ. В сечении III–III зна- чения продольных растягивающих напряжений σост(x) достигают максимума в центральной части образца и уменьшаются до нуля в начале и конце соединения (рис. 2, б). В случае использования способа сварки МИГ+ЛП максимальные значения продольных растягивающих остаточных напряже- ний в середине образца незначительно превышают σост(x) при сварке МИГ. Усредненные по толщине поперечные остаточ- ные напряжения σост(y) вдоль сечения IV–IV имеют волновой характер распределения (рис. 2, г). В пер- вой волне, распространяющейся на начальном учас- тке шва длиной около 110 мм, максимальные зна- чения напряжений σост(y) достигают ±80 МПа при сварке МИГ и не превышают ±20 МПа при сварке МИГ+ЛП. Характер распределения поперечных ос- таточных напряжений σост(y) вдоль шва существенно отличается от широко описанного в литературе, нап- ример в [7], тем, что остаточные напряжения при сварке уравновешиваются уже на начальном участке соединения длиной 100…120 мм. Дальнейшее фор- мирование поперечных остаточных напряжений от- личается невысокими пиковыми значениями. Они локально уравновешены и достигают максимальных значений только вблизи шва (рис. 2, в, г). При сварке МИГ пиковые значения σост(y) в последующих за первой волнах поперечных ос- таточных напряжений снижаются до ±30 МПа, что обусловлено, очевидно, выравниванием градиента температур вдоль соединения. При гибридном способе сварки МИГ+ЛП поперечные остаточные напряжения σост(y) не достигают пиковых значений вследствие увеличения в 6 раз скорости сварки и уменьшения в 1,5 раза погонной энергии этого про- цесса по сравнению со сваркой МИГ, поскольку режимы гибридной сварки определяют условия зна- чительного уменьшения градиентов температур в продольном направлении соединения. Различие в уровнях и характере распределения остаточных деформаций (искривления) соедине- ний, полученных сваркой МИГ и МИГ+ЛП, в зна- чительной мере связано с размерами зон активных растягивающих остаточных напряжений и формой сварного шва (см. рис. 1). Как уже отмечалось выше, при гибридном способе сварки МИГ+ЛП ширина зоны с растягивающими остаточными напряжениями в 1,5 раза меньше. Причем умень- шение (в 2 раза) площади сечения шва происходит в основном за счет заметного сокращения пло- щади сечения лицевой выпуклости шва. Это су- щественно сказывается на уменьшении уровня до- полнительных остаточных напряжений от про- дольного σизг(x) и поперечного σизг(y) искривлений образца, полученного гибридным способом свар- ки (рис. 3). При сварке МИГ остаточный изгиб соединения в продольном направлении вызывает появление на лицевой поверхности соединения дополнитель- ных сжимающих остаточных напряжений, а на обратной его стороне — растягивающих напря- жений σизг(x). В поперечном сечении I–I на ли- цевой поверхности соединения σизг(x) достигают максимальных значений по краям образца и ми- нимальных — вблизи шва (рис. 3, а), а в про- дольном сечении III–III σизг(x) отличаются волно- вым распределением невысокого уровня (рис. 3, б). Соединения, полученные способом МИГ+ЛП, Рис. 3. Напряжения изгиба на лицевой поверхности образцов в продольном направлении по оси х (а, б) соответственно для сечений I–I и III–III и в поперечном по оси y (в, г) направлениях соответственно для сечений II–II и IV–IV (1, 2 — см. рис. 2) 9/2006 29 в продольном направлении имеют обратное ис- кривление. При этом на лицевой поверхности об- разца дополнительно образуются продольные рас- тягивающие остаточные напряжения невысокого уровня, а на его обратной стороне — сжимающие остаточные напряжения изгиба σизг(x). В попереч- ном сечении I–I на лицевой поверхности соеди- нения они распределены равномерно, а в продоль- ном сечении III–III растягивающие напряжения сосредоточиваются преимущественно в середине образца (рис. 3, а, б). Соединения, полученные сваркой МИГ в по- перечном направлении так же, как в продольном, имеют бo′льшие искривления, чем при сварке МИГ+ЛП. В поперечном сечении II–II на лицевой поверхности стыкового соединения, полученного сваркой МИГ, дополнительные поперечные рас- тягивающие остаточные напряжения изгиба σизг(y) достигают высокого уровня преимущественно в области шва (70 МПа); вблизи краев образца они преобразуются в сжимающие остаточные напря- жения, достигающие значений до –70 МПа (рис. 3, в, г). В продольном сечении IV–IV высокие по- перечные растягивающие остаточные напряжения изгиба σизг(y) действуют по всей длине околошов- ной зоны с некоторым спадом в конце шва (105 МПа в начале и 55 МПа в конце шва). Для со- единений, полученных сваркой МИГ+ЛП, попе- речные остаточные напряжения изгиба σизг(y) в сечении II–II на лицевой поверхности вблизи шва являются сжимающими, а вблизи краев — рас- тягивающими, их значения не превышают ±20 МПа (рис. 3, в). В соединениях, полученных гибридным способом, поперечные остаточные напряжения изгиба σизг(y) в продольном сечении IV–IV в основном сжимающие, они действуют по всей длине околошовной зоны и их значения не превышают 40 МПа с заметным спадом в цент- ральной части образца до –10 МПа (рис. 3, г). Таким образом, при сварке тонколистовых об- разцов стыковых соединений образуются средние по толщине (номинальные) двухосные остаточные напряжения, уравновешенные в поперечных се- чениях. На эти напряжения накладываются до- полнительные напряжения от изгиба, вызванные потерей устойчивости пластин от действия сжи- мающих (уравновешивающих) остаточных напря- жений в околошовной зоне и дополнительных мо- ментов от усадки шва вследствие неравновесности лицевой и корневой выпуклостей и неравномер- ности пластических деформаций по толщине ЗТВ. Вследствие этого суммарное распределение оста- точных напряжений, измеренных только на по- верхности сварного соединения, имеет неуравно- вешенный характер. Волновое распределение поперечной компо- ненты остаточных напряжений σост(y) в околошов- ной зоне стыковых соединений, полученных свар- кой МИГ напроход, отмечалось ранее [2]. Очевидно, поперечная компонента напряжений стремится к уравновешенному состоянию на более коротких расстояниях, чем длина шва, что свидетельствует о независимости формирования продольной и по- перечной компонент остаточных напряжений. При- чем неравновесное состояние компонент остаточ- ных напряжений в двух взаимно перпендикулярных сечениях сварного соединения определяется зако- ном о независимости упругих уравновешенных сил продольного и поперечного направлений. Это оз- начает, что как при внешней (упругой) нагрузке образца, так и при упругой разгрузке остаточных напряжений, две компоненты упругих продоль- ных и поперечных напряжений подчиняются принципу суперпозиции (или независимости дейс- твия сил) [8]. Поэтому при разрезании образца вдоль шва происходит полная разгрузка попереч- ных сил и моментов и частичная разгрузка про- дольных сил и моментов, обусловленная прекра- щением действия противоположных моментов от- резанной части соединения. При разрезании образца поперек шва поперечные остаточные напряжения сохраняют свои значения, если они в вырезаемых участках соединения локально уравновешены, а продольные остаточные напряжения снижаются и вблизи линии разрезки равны нулю. Выводы 1. В сравнении с традиционной сваркой МИГ гиб- ридная высокоскоростная сварка плавящимся электродом в сочетании с CO2-лазером в аргоне стыковых соединений тонколистового алюмини- евого сплава АМг6 способствует значительному уменьшению поперечных остаточных деформа- ций и напряжений за счет шестикратного увели- чения скорости сварки, 40%-го снижения ее по- гонной энергии и двукратного уменьшения сечения шва. 2. При традиционном способе сварки МИГ тон- колистовых алюминиевых сплавов в околошовной зоне стыкового соединения формируются попе- речные остаточные напряжения, распределение которых носит волной характер. Их усредненные экстремальные значения составляют ±80 МПа в первой волне, которая распространяется на рас- стоянии 100…120 мм от начального участка шва. Поперечный остаточный изгиб инициирует до- полнительные поперечные остаточные напряже- ния, образующиеся на поверхности стыкового со- единения, равные ±105 в его начале и ±55 МПа в конце. 3. При гибридной сварке МИГ+ЛП значения поперечных остаточных напряжения в околошов- ной зоне не превышают ±20 МПа, а дополнитель- ных поперечных остаточных напряжений от 30 9/2006 изгиба образца находятся в пределах ±40 МПа. Зона с продольными растягивающими остаточными напряжениями сужается в 1,5 раза по сравнению с соответствующими остаточными напряжениями в соединениях, полученных сваркой МИГ. 1. Гатовский К. М. Деформации и напряжения, возникаю- щие при сварке конструкций // Сварка судовых конс- трукций. — Л.: Судостроение, 1980. — С. 250–320. 2. Влияние размеров образца сварного соединения алюми- ниевого сплава на остаточную напряженность и сопро- тивление усталости / В. А. Шонин, О. И. Гуща, В. С. Ма- шин и др. // Автомат. сварка. — 2005. — № 2. — С. 21–31. 3. Штауфер Х., Хакль Х. Лазерно-дуговая сварка в автомо- бильной промышленности // Там же. — 2001. — № 12. — С. 29–32. 4. Dilthey U., Luеder F., Wieschemann A. Erweiterte Moеglich- keiten beim Schweiβen von Aluminiumlegierungen durch den Laser-MIG-Hybridprozeβ // Aluminium. — 1999. — 75, № 1/2. — S. 64–75. 5. Shida T., Hirokawa M., Sato S. CO2-laser welding of alumi- num alloys (welding of aluminum alloys using CO2-laser beam in combination with MIG arc) // Quarterly J. of Jap. Weld. Soc. — 1997. — 15, № 1. — P. 18–23. 6. Экспериментальные методы исследования деформаций и напряжений: Справоч. пособие / Б. С. Касаткин, А. Б. Кудрин, Л. М. Лобанов и др. — Киев: Наук. думка, 1981. — 584 с. 7. Винокуров В. А. Сварочные деформации и напряжения. — М.: Машиностроение, 1968. — 236 с. 8. Феодосьев В. И. Сопротивление материалов. — М.: Нау- ка, 1986. — 512 с. The paper gives the results of experimental studies of residual welding strains and stresses in butt joints of AMg6 alloy 1.9 mm thick made by MIG welding and MIG + laser beam welding. It is established that a six times increase of the welding speed (hybrid process) provides a two times narrowing of the weld cross-section, one-and-a-half times narrowing of the HAZ with longitudinal residual stresses and more than four times reduction of the transverse residual stresses. Поступила в редакцию 17.05.2005, в окончательном варианте 01.09.2005 ЛАЗЕРНАЯ РЕЗКА МЕТАЛЛИЧЕСКИХ И НЕМЕТАЛЛИЧЕСКИХ ЛИСТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ Предлагаемый процесс лазерной резки заключается в раскрое листового материала по лю- бому заданному контуру под действием лазерного излучения мощностью до 1 кВт. Продукты эрозии при этом удаляются из зоны действия излучения струей воздушно-кислородной смеси. В состав оборудования входят быстропроточный технологический СО2-лазер, трехкоордина- тный манипулятор, зеркала оптического тракта, резак с фокусирующим объективом. Габариты разрезаемого листа зависят от размеров манипулятора и обычно составляют 1...2 м. Один из дей- ствующих в нашем отделе резательных комплексов пока- зан на рисунке. По сравнению с микроплазменной тех- нологией при лазерной резке значительно повышается точность (порядка ±0,01 мм), отсутствует конусность реза. Ширина реза достигает 0,7 мм, что значительно сокращает количество отходов, делает технологию эко- логичной, улучшает условия труда. Отсутствуют такие ха- рактерные для плазменной резки вредные факторы, как шум, свечение электрической дуги, значительно снижа- ется выброс вредных аэрозолей. Можно резать неэлек- тропроводные материалы больших толщин. Произво- дительность – до 500 мм/мин при резке черной стали толщиной 6 мм, до 2000 мм/мин при резке нержавеющей стали толщиной 1 мм. Контакты: Институт электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины 03680, Украина, Киев-150, ул. Боженко, 11, отд. № 77 Тел.: (38044) 261 52 28, 261 50 83, 269 19 11 Факс: (38044) 227 15 66 E-mail: shelyagin@paton.kiev.ua Общий вид комплекса для лазерной резки с компьютерным управлением 9/2006 31

Остаточные напряжения в соединениях тонколистового сплава АМг6, вызванные дуговой и лазерно-дуговой сваркой

Institution

Ähnliche Einträge