Ghostscript wrapper for D:\Digitalizacja\MTS79_t17z1_4_PDF_artyku³y\mts79_t17z4.pdf M E C H AN I KA TEORETYCZNA I  STOSOWANA 4,  17  (1979) TEORETYCZN A  1 EKSPERYM EN TALN A AN ALIZA  WZROSTU   SZ CZ ELIN   ZM Ę CZEN IOWYCH W  OBECN OŚ CI SPAWALN ICZYCH   N AP RĘ Ż EŃ   WŁASN YCH G R Z E G O R Z  G L I N K A  ( W AR S Z AW A) 1.  Wstę p Jedn ym  z  czę ś ciej  wystę pują cych  typów  uszkodzeń  maszyn  i  konstrukcji  stalowych  są pę knię cia  zmę czeniowe.  P owstają   on e zwykle w  miejscach  wysokiej  koncentracji naprę ż eń rozcią gają cych,  spowodowan ej  istnieniem  karbów  lub  n aprę ż eń  wł asnych.  Szczególnie czę sto  tego  typu  pę kn ię cia  wystę pują   w  kon strukcjach  spawanych.  Spawanie  pozostawia p o  sobie  rozcią gają ce  i  ś ciskają ce  n aprę ż en ia wł asne  oraz  zewnę trzne  i  wewnę trzne  karby w  postaci  nadlewów  o raz  szczelin o- podobn ych  wad  spawalniczych.  Są   one potencjalnymi in icjatoram i  pę kn ięć  zm ę czen iowych,  których  sukcesywny  wzrost  prowadzi  do  zniszcze- n ia  zmę czeniowego  lub  kruch ego  [1]. Trwał ość  i  n oś n ość t akich  kon strukcji  zależy  wię c  od  tego  czy  istnieją ce  szczelino- po- dobn e defekty  bę dą   rozrastać się   i ja k  szybko.  Jest t o zagadn ien ie szczególnie waż ne w przy- padku  n iskostopowych  stali  o  podwyż szon ych  i  wysokich  wytrzymał oś ciacli,  które  są bardzo  wraż liwe  n a  dział an ie karbów.  Są   one  szeroko  stosowane  na  konstrukcje  spawane i  problem  wzrostu  szczelin  zm ę czen iowych  staje  się   w  takich  przypadkach  jedn ym  z pod- stawowych  zagadn ień  wytrzym ał oś ciowych.  Okres  wzrostu  szczelin  zmę czeniowych  sta- nowi w  t akich kon strukcjach  50 - 100%  ich cał kowitej trwał oś ci  [2]. Z najomość  czynników wpł ywają cych  n a  wzrost  szczelin  zmę czeniowych  stan owi  wię c  istotny  problem .  Jednym z  n ich  są   n aprę ż en ia  wł asn e. N ajczę ś ciej  stosowan ym  n arzę dziem w  analizie szczelin jest współ czynnik  intensywnoś ci n aprę ż eń  K  —  d •  f(a)  bę dą cy  podstawowym  param etrem  m echan iki  pę kan ia  [3, 4]. P .  C.  P AR I S  [5]  wykazał ,  że  współ czyn n ik  intensywnoś ci  stosowany  wcześ niej  tylko  do analizy  pę kn ięć  kruch ych ,  n adaje  się   także  d o  opisu  wzrostu  szczeliny  zmę czeniowych. P rę dkość wzrostu  szczeliny  zmę czeniowej  p o d  obcią ż eniem  o  stał ej" am plitudzie a a   i stał ym współ czyn n iku  asym etrii  cyklu  R  m o ż na bowiem  opisać  wzorem : da gdzie:  —; —p r ę d k o ść  wzrostu  szczeliny  zmę czeniowej, a —  dł ugość  lu b  poł owa  dł ugoś ci  szczeliny  zmę czeniowej. N  —  liczba  cykli  obcią ż enia  zm ien n ego C, n —  stał e. 480 G .  G LIN KA Aktualnie  istnieje  wiele  innych  wzorów  n a  prę dkość  wzrostu  szczelin  zmę czeniowych [7],  kt ó re  uwzglę dniają   dodatkowe  param etry  jak  n p .  współ czynnik  asymetrii  cyklu  R, odporn ość  na  pę kanie  K c   lub  in n e.  Jednym  z  czę ś ciej  stosowanych  jest  zmodyfikowany wzór  P arisa  (1) zapropon owan y  przez  FOR.MA.NA. i współ pracown ików  [8]. da_  C{AKf dN   "  (\ - R)K c - AK' (2) gdzie:  K c   —  odporn ość  na  pę kan ie K R  =   m t n  — - "• m ai współ czynnik  asym etrii  cyklu. Znajomość  stał ych  C,  n  i  K c   dla  rozważ anego  m ateriał u  umoż liwia  obliczanie  prę d- koś ci wzrostu  szczelin zmę czeniowych  oraz trwał oś ci dla dowoln ych kształ tów geometrycz- nych elementów, szczelin  i typów  obcią ż eń.  Stał e  C, n  i K c   należy jedn ak  wyznaczyć  ekspe- rymentalnie. 2.  M ateriał ,  próbki  i  opis  eksperymentów P róbki  (rys.  1)  wykon an o  z  jedn ego  arkusza  blachy  norm alizowanej  18G 2AV  o  gru- boś ci  4  m m . Jest  to jedn a  z  czę ś ciej  stosowanych  n a  kon strukcje  spawan e  stali  niskopro- centowych.  G ran ica  plastycznoś ci  i  wytrzymał ość  n a  rozcią ganie  zm ierzone  n a  próbkach wycię tych z tego samego arkusza blach y  wynosił y: R Ę   — 625 M P a, R m   =   784 M P a . Wszyst- kie próbki  wycię to  równolegle  do  kierun ku  walcowania.  W celu  uzyskania  moż liwie jedna- u  3 0 0  - i 14   »| Rys.  i.  Kształ t  i  wymiary  próbek AN ALIZA  WZROSTU   SZCZELIN   ZMĘ CZENIOWYCH 481 kowych  rozkł adów n aprę ż eń wł asnych, pró bki  spawan o p o uprzedn im cał kowitym ukształ - towaniu  poszczególnych  elem en tów. Spawanie  był o  ostatn ią   operacją   przygotowywan ia  próbek. Badan o  trzy  rodzaje  p r ó be k: —  próbki  n iespawan e  U , próbki  z  czoł ową   spoin ą   poprzeczn ą   P , próbki  z  czoł ową   spoin ą   wzdł uż ną   L. P róbki  spawano  rę cznie  elektrodą   EB- 150  z  prę dkoś cią   v p   — 12  cm/ min  przy  natę ż eniu prą du  /   =   90  A.  P rzed  rozpoczę ciem bad ań  w  każ dej  próbce wycinano  inicjator  przyspie- szają cy  inicjację   szczeliny  zm ę czeniowej.  Jego  kształ t  i  wymiary  również  przedstawion o n a  rys.  1. Badan ia  przeprowadzon o  n a  m aszyn ie  zmę czeniowej  typu  dź wigniowego  z  mecha- nicznym  wym uszaniem  obcią ż enia  [9].  D ł ugość  szczeliny  zmę czeniowej  mierzono  przy Cr Rys.  2.  Rozkł ady  naprę ż eń  wł asnych pom ocy  m ikroskopu  o  powię kszen iu  50 x .  Liczbę   cykli  zm ian  obcią ż enia  rejestrowano za pom ocą   elektron owego  liczn ika  im pulsów  sprzę ż on ego  z  fotodiodą . Eksperym ent  polegał   n a  n otowan iu  dł ugoś ci rosną cej  szczeliny  zmę czeniowej  2a  i  od- powiadają cej  tej  dł ugoś ci liczby  cykli  obcią ż enia N .  Obliczanie prę dkoś ci wzrostu  szczeliny zmę czeniowej  wykon ywan o  wedł ug  m etody  opisanej  w  pracach  [10, 11].  D o  obliczania współ czynników  in ten sywn oś ci  n aprę ż eń  wykorzystywan o  wzór  BROWN A  [6]. 482 G-   G U Ń KA N a  podstawie  losowo  wybranych  dwóch  próbek  typu  P  i dwóch  próbek  typu  L  wyzna- czono  rozkł ady  n aprę ż eń  wł asnych  a r ,  przedstawione  n a  rys.  2.  P otrzebn e  w  tym  celu odkształ cenia  zmierzono  metodą   trepan acji  za  pom ocą   ten som etrów  oporowych  [9]. 3.  Prę dkość  wzrostu  szczelin  zmę czeniowych  przy  stał ych  amplitudach  obcią ż enia Wyniki  badań przedstawiono w postaci wykresów  log —T JZ-   =  / (log(/ 4 K))  widocznych n a  rys.  3 i  rys.  4 jako  pasm a  rozrzutu wyników  eksperym entalnych.  Szerokość  pasm  roz- rzutu  wyznaczono  dla  prawdopodobień stwa  p  =   95 %.  Badan ia  próbek  niespawanych  U prowadzon o  przy  róż n ych  współ czynnikach  asymetrii  cyklu  R  =   0,2^- 0,75.  Widocznym 1 — '  '  .  .'.  I  , i .  i  '  '  H oU1,46=196MPa,R=0,2 0lK,A6=1O7MR3,R=O,5 }- AS:7SMft],R=0,75 I  I  I  I  1  I  t~ 40  50  60  80  10015  20 Rys.  3.  Wpływ  współ czynnika  asymetrii  cyklu  R  n a  prę dkość  wzrostu  szczelin  zmę czeniowych  w ma- teriale  rodzimym jest  (rys.  3), że  prę dkość  wzrostu  szczelin  zmę czeniowych  w  stali  18G 2AV  roś n ie  wraz ze wzrostem  współ czynnika  asymetrii  cyklu  R.  Wpł yw  t en jest  wię kszy  przy  wyż szych  war- toś ciach  R.  N atom iast  niewielki  wpł yw  R  zan otowan o  przy  zm ian ach  w  zakresie  R  = =   0,24- 0,45  (rys.  4a), szczególnie  jeś li  zm ian om  R  nie  towarzyszył y  duże  zm ian y  naprę - ż enia  ś redniego  a m . I 4 0 4 5  50 Rys.  4.  Pasma  rozrzutu  wyników  eksperymentalnych  uzyskanych  z  badania  próbek: a)  niespawanych.  U ,  b)  ze  spoiną   poprzeczną   P,  c)  ze  spoiną   wzdhiż ną   L. 484  G.  G U Ń KA W każ dym przypadku  zależ ność  —- ^--  =  f(AK)  dobrze  opisywał   wzór  (1), gdyż przed- stawione  w  podwójnie  logarytmicznej  podział ce wyniki  bad ań  ukł adał y  się   wzdł uż  linii prostych.  N ajmniejszy  współ czynnik  korelacji  liniowej  t ak  przedstawionych  wyników badań  wynosił  r  — 0,98.  Oczywiś cie zależ nie  od wartoś ci  współ czynnika  asym etrii  cyklu R zmieniał y  się   wartoś ci  stał ych  C  i  n.  Z  tego  wzglę du  d o  dalszej  analizy  zastosowan o  wzór F orm an a  (1), którego  stał e wyznaczone  n a  podstawie  wyników  uzyskan ych  z  próbek nie- spawanych  U 1- ^U8  wynoszą   odpowiedn io:  C = l , 6 9 - 1 0 ~6 ,  77 =   2,54,  K c   =   108,5 M P aj/ m .  Stał e  wyznaczono  dla  prawdopodobień stwa  p  =   50  %.  Sposób  wyznaczania tych  stał ych  opisano  w  pracach  [9, 11]. Rezultaty  badan ia  prę dkoś ci  wzrostu  szczelin  zmę czeniowych  w  próbkach  spawanych P  i  L  przedstawiono  n a  rys.  4b  i rys.  4c. Badan ia przeprowadzon o przy  współ czynnikach asymetrii  cyklu  7? =   0,2- 7- 0,5,  czyli  w  takich  samych  warun kach  ja k  próbki  niespawane U 1 T - U 4,  z  których  uzyskan o  pasm o  widoczne  n a  rys.  4a.  N a  podstawie  uzyskanych  wy- ników  badań  wyznaczono  szerokoś ci  pasm  rozrzutów  i  stał e  C  i  n  wystę pują ce  we  wzorze P arisa  (1) dla  wszystkich  trzech typów  próbek  (rys.  4).  N iewielkie  róż nice pomię dzy tymi stał ymi  uzyskano  tylko  w  przypadku  próbek  U   i  P .  Wynoszą   on e  C  =   3,46  •   10~ 9  i  n = =   3,32  dla  próbek  U   oraz C  =   3,45-   1 0 "9  i  n  -   3,64  dla próbek P - Także prawie jedna- kowy  był  rozrzut wyników  o czym  ś wiadczą   szerokoś ci  pasm  rozrzutu n a  rys.  4a  i rys.  4b. I stotn e róż nice zan otowan o n atom iast w przypadku próbek spawanych ze spoin am i wzdł uż- nymi  (L). Z arówn o bowiem  stał e  C  — 4,38 •   10 "8  i  n  — 2,74  jak  i  szerokość  pasm a  roz- rzutu  odbiegają   od wyników jakie  otrzym an o w  przypadku  próbek  U   i P . Także  rezultaty badań  uzyskane  z  poszczególnych  próbek  (rys.  4c)  n ie  ukł adał y  się   wzdł uż prostych  lecz tworzył y  linie  ł am ane.  C harakterystycznym  był o  t o ,  że  wspom n ian e  zał am an ia zawsze wystę powały  wtedy  gdy  szczelina  zmę czeniowa  osią gnę ła  dł ugość 2a  =   354- 40 m m  a wię c w  momencie gdy  wierzchoł ek  szczeliny  wychodził  ze  strefy  rozcią gają cych  n aprę ż eń wł as- nych  (rys.  2b).  Był o  t o  także  przyczyną   wię kszego  rozrzutu  i  in n ego  pochylen ia  cał ego pasm a. Przedstawione  rys.  4  pasm a  rozrzutu  uzyskan o  przy  takich  sam ych  obcią ż eniach  tzn. przy  współ czynnikach  asymetrii  cyklu  R  =  0,2- 4- 0,5 i  n aprę ż en iach  ś rednich  crm- =   115- f- - r- 160  M P a. Widocznym  jest, że prę dkoś ci  —W -   róż ne  są   zależ nie  od  typu  próbki.  N aj- szybciej  na  ogół   szczeliny  zmę czeniowe  rosł y  w  pró bkach  t yp u  P  n atom iast  najwolniej w  próbkach niespawanych  U . P asm o P jest przy  tym prawie  równoległ e d o pasm a uzyska- nego  z  próbek  U .  P odobn y  efekt  uzyskan o  w  p ró bkach  niespawanych  gdy  podwyż szono współ czynnik  asymetrii  cyklu  R  (rys.  3). W  przypadku  próbek  L wyraź ny  wpł yw  n a prę d- kość  , „   miał a  dł ugość  szczeliny.  D la  szczelin  o  dł ugoś ciach  2a  ^  40  m m  prę dkość wzrostu  szczelin  był a zwykle wyż sza  od prę dkoś ci jaką   w  tych  samych  warun kach zanoto- wano  w  próbkach  niespawanych  U .  P o  przekroczen iu  dł ugoś ci  2a  «  40  m m  prę dkość wzrostu  szczelin  zmę czeniowych  gwał townie  zmniejszał a  się   (rys.  4c)  propagują c  póź niej z  taką   samą   prę dkoś cią   ja k  w  próbkach  niespawanych.  N ależy  zazn aczyć,  że  przez  cał y okres  wzrostu  szczelin  zmę czeniowych  w  pró bkach  L  ich wierzchoł ki znajdował y  się   po- za  strefą   wpł ywu  ciepł a.  Jedyną   przyczyną   t ak  gwał townych  zm ian  prę dkoś ci  wzrostu AN AL I Z A  WZ R O ST U   SZ C Z E LI N   Z M Ę C Z E N I OWYCH 485 szczelin  zm ę czeniowych  w  p r ó bka c h  L  (rys. 4c)  m ogł y  wię c  być  tylko  naprę ż enia wł asne. Stosunkowo wolny  ich wzrost  w  przedziale  2a  =   35- ^65  m m  spowodowany  był   oddział y- waniem  ś ciskają cych  n aprę ż eń wł asn ych. Przy  dł ugoś ciach 2a  =   35- f- 40 m m  nastę powało bowiem wyjś cie  szczelin  ze  strefy  rozcią gają cych  n aprę ż eń  wł asnych  i  wejś cie  w  strefę naprę ż eń  ś ciskają cych.  Wzrost  szczeliny  zmę czeniowej  powodował   zmniejszanie  oddzia- ł ywania  n aprę ż eń  wł asnych  wskutek  wzajemnego  zn oszen ia  się   wpł ywów  naprę ż eń  roz- cią gają cych  i ś ciskają cych.  Wskutek  dział an ia  cyklicznie  zmiennych  obcią ż eń  nastę puje także  zan ikan ie  n aprę ż eń  wł asn ych  [12].  Z  tego  wzglę du  prę dkość  wzrostu  szczelin o  dł ugoś ci  la  ^  60  m m  był a  jedn akowa  w  p ró bkach  L  i  U . W  przypadku  pró bek  P  szczeliny  zmę czeniowe  cią gle  znajdował y  się  w  strefie  wpł ywu ciepł a.  Jedn ak  wię ksza  prę dkość  ich wzrostu  w  stosun ku  do  próbek  niespawanych  U  jest gł ównie  spowodowan a  równ ież  dział an iem n aprę ż eń wł asnych.  Zmiany  strukturaln e  po- L3  próbka A  eksper. —  —-   teoria 46=111 MPQ,  R=0,35 l  i  I  i  i 20 25  30  35  40  '.5  50 60  70  20 AKtMRaYm"] 25 3(5  35  40  45  50  60  70 Rys.  5.  Krzywe  wzrostu  szczelin  zmę czeniowych d(la) d próbek : f(ń K)  charakterystyczne  dla  róż nych  typów 486 G .  G LIN KA wstale  w  strefie  wpł ywu  ciepł a  nie  mogł yby  bowiem  spowodować  t ak  duż ych  róż nic [9, 13]. Opisane róż nice pomię dzy  prę dkoś ciami  szczelin  zmę czeniowych  propagują cych  w róż- nych typach próbek  wyraź nie  widoczne  są   n a  rys.  5.  P rzedstawione wyniki  bad ań  dotyczą róż nych  typów  próbek  badan ych  przy  identycznych  obcią ż eniach.  Widocznym  jest,  że przy  mał ych  wartoś ciach  AK  <  25 M P a}/ m ,  czyli  krótkich  szczelinach  ich  prę dkoś ci W próbkach  P  i  L  są   prawie  jedn akowe  i  kilkakrotn ie  wyż sze  od  prę dkoś ci  w  próbkach niespawanych  U .  W  przedziale  AK  =   25^- 35  M P aj/ m  widoczny  jest  bardzo  powolny wzrost  prę dkoś ci  w  próbkach  typu  L.  N atom iast przy  zakresie  współ czynnika  intensyw- noś ci  naprę ż eń AK  >  35  M P a / m  prę dkoś ci  wzrostu  szczelin  zmę czeniowych  w  próbkach L  i  U   są   prawie  jedn akowe  i  kilkakrotn ie  niż sze  od  prę dkoś ci  w  pró bkach  P .  Brak  za- d(2a) ł amania  krzywych dN =  f(AK)  wyznaczonych  dla  próbek  P  wyn ika  z  tego,  że  próbki t e  ulegał y  cał kowitemu zniszczeniu  przed  wyjś ciem  szczeliny  z  szerokiej  strefy  rozcią gają- cych  naprę ż eń  wł asnych  (rys.  2a)  i przez  cał y  okres  propagacji  znajdował y  się   tylko  pod ich  dział aniem. Podwyż szenie  prę dkoś ci  wzrostu  szczelin  zmę czeniowych  wskutek  dział ania naprę ż eń wł asnych  powoduje  także  skrócenie trwał oś ci poł ą czeń  spawan ych.  Ś wiadczą   o t ym  rezul- taty  badań  przedstawione  n a  rys.  6  i  rys.  7.  N ajkrótszym i  trwał oś ciami  charakteryzo- 90 80 70 1   6 0 a 5 0 40 30 20 m _ — _ - — - ioo 1 U3 V AS 1 50 P3 • — = 111 |   I L3  próbka t> .  eksperyment -   teoria MPa, R=0,35 A/ ix* • gizź ź ^—* " I  I 100  150 I  I A f  T J  T /•   / I  I I j 1 / / 1 200  250  300 1   1 7  —  ̂ / V  /   ~ / • - 1   1 350  400 N lcykUlO3'!  , Rys.  6.  Trwał oś ci  próbek  U , P  i  L  przy  współ czynniku  asymetrii cyklu  R  =  0,35 wał y  się   próbki  L.  Wynikał o  to  stą d,  że  w  przypadku  próbek  L  wystę powały  także  naj- krótsze-   okresy  wzrostu  szczelin  zmę czeniowych  n atom iast  okresy  inicjacji  w  próbkach P  i  L  był y  prawie jedn akowe.  W przypadku  próbek  L4, P4 i  U 4  okresy  wzrostu  szczelin zmę czeniowych  od  la  =   1-6 m m  do  2a  =   80 m m  wynosił y  odpowiedn io  185000  cykli, 202000  cykli  i  245000  cykli  n atom iast  okresy  inicjacji  10000  cykli,  13000  cykli  i  50000 cykli.  Interesują cym jest t o , że trwał oś ci próbek  L był y  n ajkrótsze  chociaż szczeliny  o  dł u- goś ci  la  >  40  m m  propagował y  w  n ich  z  prawie  taką   samą   prę dkoś cią   ja k  w  próbkach niespawanych  U . O trwał oś ci decyduje jedn ak  począ tkowy  okres  wzrostu  szczelin  zmę czę- AN ALIZA  WZROSTU   SZCZELIN   ZMĘ CZENIOWYCH 487 90 80 70 60 £ ^  50 o OJ /.O 30 20 i n I — _ .- '• '• 1 U 0  50 I 1 ; • / j / / V V•   V /   vV V /   r  >> 1 100 T V i u 1b0 i 1 T  ) •F  1 • P  / ' • •'  Z " / • > < - D 1 200 • • * / a U/ . a A£ 1~ / / / / / /   D° ̂ D a r.i n P4  U •   x' .... =107 MPa  , I 250 I - /   ° /   a n a - u a a c próbka eksperyment teoria ^=0,5 I 300 Rys.  7.  Trwał oś ci  próbek  U ,  P  i  L  przy  współ czynniku  asymetrii  cyklu  R  =  0,5 niowych,  gdy  są  on e jeszcze  krót kie.  W  przypadku  próbek  L  prę dkość  wzrostu  krótkich szczelin  2a  <  40  m m  był a  najwyż sza  chociaż  nieznacznie tylko  róż niła  się  od  prę dkoś ci wzrostu  an alogiczn ych  szczelin  w  pró bkach  P . P róbki  L  charakteryzował y  się  najkrótszy- mi trwał oś ciami z tego  wzglę du,  że  najszybciej  propagował y  w  nich krótkie  szczeliny  zmę- czeniowe.  N ajwię ksze  korzyś ci  z  pun ktu  widzenia  trwał oś ci  m oż na  więc  osią gnąć  wtedy, gdy  zostan ie m aksym aln ie zm niejszona  prę dkość  szczelin  zmę czeniowych  w  począ tkowym okresie  gdy  są  one  jeszcze  m ał e. 4.  Wzrost  szczelin  zmę czeniowych  przy  zmiennych  amplitudach  obcią ż enia W  wię kszoś ci  m aszyn  wystę pują  obcią ż enia  o  zmiennej  am plitudzie.  Jedną  z  metod czę sto  stosowaną  w  bad an iach  zmę czeniowych  jest  badan ie  trwał oś ci  zmę czeniowej  przy obcią ż eniu  zadawan ym  w  po st aci  tzw.  bloków  G assn era  [14]. P rzedstawione  niż ej  wyniki badań  dotyczą  dwóch  róż n ych bloków  G assnera (rys. 8  i rys.  9) reprezentatywnych  dla ob- cią ż eń  dź wignicowych.  Szczegół owy  opis tworzen ia tych bloków  podan o w pracach  [9, 14, 15].  Obydwa  bloki  n aprę ż eń posiadał y jedn akowe  i  stał e  naprę ż enia ś rednie  a m   i jedn ako- we  amplitudy  w  stopn iu  n r  7.  Blok  n aprę ż eń N r  1 widoczny  n a  rys.  8 posiadał  natom iast mniejsze  am plitudy  n a  pozostał ych  stopn iach  i  poszczególne  jego  stopnie  był y  dł uż sze (wię ksze n k )  aniż eli  odpowiadają ce  im stopn ie n aprę ż eń w  bloku  N r 2 widocznym  na rys.  9. Rezultaty  ba d a ń  uzyskan e  z  próbek  obcią ż anych  wedł ug  bloku  N r  1  przedstawiono rys.  8  w  postaci  zależ noś ci  2a  =  f(N ).  Obcią ż enie  realizowano  zaczynając  od  stopn ia naprę ż enia  n r  1.  Badan ia  wykazał y,  że  pom im o jedn akowych  stopn i  naprę ż eń w  obydwu poł ówkach  bloku,  powodował y  one  róż ne  przyrosty  szczelin  zmę czeniowych.  Otrzymy- wan o bowiem  zn aczn ie mniejsze  przyrosty  szczelin podczas  realizacji  drugiej  poł owy  bloku 488 G .  G LIN KA blok  n n 1,13 2.12 3,11 i,10 5,9 6,8 7 A6IMPdl  njc ykle] 39  34200 9B  11350 147  3680 186  715 221  70 251  10 285  2 O  O O ~Ó j _ L  próbka •   *  experyment teoria SO  100  150  200  250  300  350  400  450 N[ c ykU10 3! Rys.  8.  Wzrost  szczelin  zmę czeniowych  w próbkach  U , P i L obcią ż onych  wedł ug  bloku  naprę ż eń Nr  1. ioof~ 20 blok  n r2 T U  P  L  próbko »  •   *   eksperymeni —, —  —  teoria _L 0  20  ~  40  60  S0  100  120  140 N[ c ykU10 3 ] Rys.  9.  Wzrost  szczelin  zmę czeniowych  w próbkach  U , P i L obcią ż onych  wedł ug  bloku  naprę ż eń N r 2 naprę ż eń,  gdzie  poszczególne  am plitudy  wystę powały  w  kolejnoś ci  maleją cej.  Był o  to szczególnie  wyraź ne  w  przypadku  próbek  niespawanych  U .  Stopn ie n r  2  i  n r  3 bloku na- prę ż eń  powodował y  p o n ad  dwukrotn ie  wię ksze  przyrosty  szczeliny  zmę czeniowej  aniż eli identyczne stopnie n r  11 i n r  12 realizowane w  drugiej  poł owie bloku. P o  zmianie  n aprę ż en ia ze  stopn ia  n r  12  n a  stopień  n r  13  n astę powało niekiedy  nawet cał kowite zatrzym an ie szczeliny  zmę czeniowej  (rys.  10). Z  powyż szego  wyn ika,  że w  przy- padku  obcią ż enia  o zmiennych am plitudach waż ną   rolę   odgrywa  także kolejność  wystę po- wania  obcią ż eń; Z n an e jest bowiem  zjawisko  tzw.  opóź n ian ia się   wzrostu  Szczelin zmę cze- niowych  [16], wskutek  skokowego  zmniejszenia  n aprę ż en ia  a mx ,.  Wyraża  się   on o  tym, AN ALIZA  WZROSTU  SZCZELIN   ZMĘ CZENIOWYCH 489 że p o  skokowym  zm niejszaniu  o- m a i  szczelina  zm ę czeniowa  zatrzym uje  się   lub  roś nie  wol- niej  w  stosun ku  d o  takiej  samej  szczeliny  znajdują cej  się   p o d  t akim  samym  naprę ż eniem zmiennym  realizowan ym  bez  ż adn ych  uprzedn ich zm ian  d mu% .  P odobn e zjawiska  zanoto- wano  także  w  przypadku  p r ó bek  L  i  P  (rys.  8).  C ał kowita  trwał ość próbek  spawanych był a  podobn ie ja k  przy  stał ych  am plitudach , krótsza  od  trwał oś ci  próbek  niespawanych. 20 1 9 - 1   18 17 16 nr11 nr 12  -• stopień  nr13  i nr 1 wzrost] zatrzymanie wzrost 150 160 170 160 190 200 210 220 230 240 Rys.  10. Zwolnienie i zatrzymanie się   szczeliny  zmę czeniowej  po zmianie stopnia naprę ż enia G ł ówną   przyczyną   był y  w  t ym  przypadku  zn aczn ie krótsze  okresy  inicjacji  szczelin  zmę - czeniowych  w  p r ó bka c h  spawan ych .  Okresy  wzrostu  szczelin  zmę czeniowych  2a  =   16- r- • r 80 m m we wszystkich trzech t yp a c h próbek  był y n atom iast prawie jedn akowe.  Ś wiadczy t o  o  tym ,  że  najwię kszy  wpł yw  n aprę ż en ia  wł asn e  mają   n a  począ tkowy  okres  wzrostu szczelin  zm ę czeniowych. I n n e  rezultaty  o t rzym an o  n atom iast  w  przypadku  próbek  obcią ż anych  wedł ug  bloku n aprę ż eń  n r  2.  K ró t sze był y  (rys.  9) trwał oś ci tych  próbek  i wyraź niejszy  wpł yw  naprę ż eń wł asnych  n a  okres  wzrostu  szczelin  zmę czeniowych.  Okresy  wzrostu  szczelin  zmę czenio- wych  W  p ró bkach P  i  L był y  bowiem  krótsze  aniż eli  w  p ró bkach niespawanych  U . D ecy- dują cym  w  tym  przypadku  był  t akże  szybki  wzrost  szczelin  w  okresie  począ tkowym.  Wia- dom o  bowiem,  że  wysokie  n aprę ż en ia  zm ienne  powodują   zan ikan ie  n aprę ż eń  wł asnych i  ich  bież ą ca  wartość  zależy  od  liczby  cykli  przył oż on ego  obcią ż enia  [12]. Oddział ywanie n aprę ż eń wł asnych n a dł ugość okresu wzrostu  szczelin zmę czeniowych jest wię c tym wię ksze im  krótszy  jest  okres  ich  inicjacji.  Z n aczn ie  krótsza  trwał ość  próbek  badan ych  wedł ug bloku  N r  2  wyn ika  także  czę ś ciowo  i  z  tego,  że  n ie zan otowan o w  ich przypadku  zjawis- ka  opóź n ian ia  się   szczelin  zm ę czeniowych.  Z byt  m ał e  był y  bowiem  róż nice  pomię dzy  po- szczególnymi  stopn iam i  n aprę ż eń.  W  t akich  przypadkach  rozcią gają ce  naprę ż enia wł asne m ogą   spowodować  kilkakro t n e  skrócen ie  trwał oś ci zmę czeniowej  (rys.  9). 5.  Analiza  teoretyczna Jedną   z  gł ówn ych  przyczyn  bad an ia  wzrostu  szczelin  zmę czeniowych  jest  stworzenie podstaw  d o  przewidywan ia  trwał oś ci  zmę czeniowej.  Taką   moż liwość  stwarza  znajomość wzorów  n a  prę dkość  wzrostu  szczelin  zmę czeniowych.  Stwierdzono,  że  w  przypadku  ob- cią ż eń  o  starych  am p lit u d ach  szeroko  stosowan ym  wzorem  jest  wspomniany  wyż ej  wzór 490  G .  G LIN KA F orm an a  (2). Zgodnie z danymi zamieszczonymi  w czę ś ci  3 wzór  ten w przypadku  bada- nego  materiał u  (tj. stali  I8G 2AV)  przybierze  postać: d(2a)  l , 6 9 - 1 0 -6 ( J i Q 2 - 5 4 (  }   dN   ~  ~Jl- R)350- AK  ' Obliczone na podstawie tego wzoru krzywe  —j ~   = f(AK)  przedstawiono  n a rys. 5. Linią cią głą   oznaczono  krzywe  odpowiadają ce  próbkom  niespawanym,  które  obliczono bez uwzglę dniania  naprę ż eń  wł asnych.  Widocznym  jest,  że wzór  (4) dobrze  opisuje  prę dkość wzrostu  szczelin  zmę czeniowych  tylko  w próbkach  niespawanych. Z  tego  wzglę du  koniecznym  był o wprowadzenie  do wzoru  (4)  również  naprę ż eń włas- nych.  Zastosowano  metodę  superpozycji  zakł adają c, że efektywny  współ czynnik  intensyw- noś ci  naprę ż eń  K ct   jest  sumą   współ czynnika  intensywnoś ci  od  obcią ż enia  zewnę trznego K  — f((t)  i od naprę ż eń  wł asnych K r   =  / (07).  Zgodnie z  powyż szym  maksymalną   i mini- malną   wartość  efektywnego  współ czynnika  intensywnoś ci  naprę ż eń  obliczano  ja ko : f  if • "raax.ef  - "it \ p)  v  is - ''• min.et  **m . . . Efektywny  zakres  współ czynnika  intensywnoś ci  naprę ż eń AK c!   i  efektywny  współ czynnik asymetrii  cyklu  obliczano  natomiast ze wzorów  (6) i (7). -   ^ „ . . f - ^ t n . ef  dla K mla . t   > 0, AK*  =  K muXt0{   d la K mlBttt   < 0 . (7)  "  K m ^ , ct   ' R e (   = 0  - dla  XiB, e r  < 0. Wartoś ci  K mitx   i K min   obliczano  wedł ug wzoru  (3) natomiast wartość  współ czynnika inten- sywnoś ci  naprę ż eń od naprę ż eń wł asnych wedł ug wzoru  KAN AZAWY  [17]. 1/2 2sin- (8)  K r  = f  a r {x) W ax.!„ ,  .  Ina  .  n(a—x) W sm——  sm L i  W   W   > W  celu  uproszczenia  obliczeń  rzeczywiste  rozkł ady  naprę ż eń  wł asnych  (rys. 3) zastą - piono  równoważ nymi  rozkł adami prostoką tnymi.  Wzór  F orm a na  wykorzystywany  w ob- liczeniach  przyją ł   ostatecznie  postać: Przedstawione  na rys. 6 krzywe  teoretyczne  wskazują ,  że uwzglę dnienie  naprę ż eń włas- nych  wyraź nie  poprawia  dokł adność  przewidywań  teoretycznych  w  przypadku  próbek P  i  L.  Odtworzone  został y  nawet  zmiany  prę dkoś ci  wzrostu  szczelin  zmę czeniowych powstają ce  p o wejś ciu  w  strefę   naprę ż eń  wł asnych  ś ciskają cych.  N iecią gł oś ci  krzywych teoretycznych  - ~~=f{AK),  jakie  otrzymano  w  przypadku  próbek  L3  i  L4  wynika AN ALIZ A  WZROSTU   SZCZELIN   ZMĘ CZENIOWYCH   491 (rys.  5)  z  przyję cia  w  obliczeniach uproszczonego prostoką tnego  rozkł adu naprę ż eń wł as- nych.  Także  w  koń cowym  etapie  wzrostu  szczelin  zmę czeniowych  prę dkoś ci  obliczone ze  wzoru  (9)  są   wyż sze  aniż eli  rzeczywiste  prę dkoś ci  wzrostu  szczelin  zmę czeniowych w  próbkach  spawanych.  Spowodowane  jest  t o  prawdopodobn ie  tym,  że  w  obliczeniach przyję to  stał e  naprę ż enia  wł asne,  tymczasem  obcią ż enia  cyklicznie  zmienne  powodują zanikanie  naprę ż eń  wł asnych. Wzór  (9)  umoż liwia  także  obliczanie  trwał oś ci  na  etapie  wzrostu  szczelin zmę czenio- wych.  Polega  on o n a cał kowaniu tegoż wzoru  w  granicach 2a 0   i 2a k ,  którymi  są  począ tko- wa  i  dopuszczalna  dł ugość  szczeliny.  N ależy  jedn ak  pam ię tać, że  cał kowita  trwał ość JVC jest  sumą   okresu  inicjacji  JV, i wzrostu  szczeliny  zmę czeniowej  N p (10)  N c =N t +N p W  wielu  przypadkach,  szczególnie  w  elementach  spawanych  okres  inicjacji  jest  krótk- i  wtedy (11)  N C *N P Przy  stał ych  param etrach  obcią ż enia  30BaHo  Tpn pofla  IBIOCKH X  o6pa3B,oB,  a  H M BH EO:  He CBapH bie,  o6pa3ip.i  c  nepneiiflHKyjwpHbiM coeflHHeHHeM  u  o6pa3ru>i  c npoflcuibH tiM   coeflHHeHireM.  P acn peflejieroie  ocTaToqH bix  H anpH JKeH nS  6BDIO H3MepeH0  B csapotiH bix  o6pa3qax.  Bee  o6pa3ą bi  6bm n  iiccneflOBaH bi  n p n  IIOCTOJIH H OH   H  nepeiweimoit Harpy3iKeKHH  R  >  0.  3aKOH   O o p M an a  H  MOflejiŁ  Bruiepa  6bijiH flna  leopeTipiecKoro  aHaJiH3a.  C on ociasjieH H e  TeoperH^iecKHX  pacieTOB  c 3KcnepHMenroM Sojiee  yflatmbie  pe3yi[bTaTbi  npH   H cnoju.3OBaH nn  B p a c i e i e  3c})(J)eKTHBHŁix  BejimiH H  KO3(b(J)H- ilH eirra  acuMiweTpuH   I^H KJIH   R ct t  H  pa3Maxa  H H TCH CH BH OCTH   ssatpamamA  AK m   KOMneHCHpyiomax nanprrjKeH nn.  H afifleH o,   xr r o  pacTarH BaioiiiH e  HanpH>iKe npnno>KeH iian H arpy3Ka,  TeM   Bbim e 9dj>4>eKT  ocTaTo^H bix  H anpH weH H ił . P acn pcuejieH ue  oeraT om ibix  n an p H wen io i  HMeeT  cmibH oe  BJIH H H H C Ha  pocT  ycTanocTHfeix  TpemH H j a  TaioKe  n a BbiiiocjiHBOCTb  o6pa3ijOB.  B  paSoTe  rrpnuefleH bi  pe3yni>TaTbi TeopeTHMecKHX  H   3KcnepHMeł rrajiMB>ix  nccjieflOBaiinft  p o c r a  ycTajiocrirux  - rpemnii  B  conocTaBjieHHK c  HccneflOBał nwMM   Ha o6pa3i;ax  H3 H CXOAH LIX S u m m a r y TH EORETICAL  AN D   EXP ER I M EN TAL AN ALYSIS  OF   F ATIG U E  CRACKS  G ROWTH   I N A  P RESEN C E O F   WELD IN G  RESID U AL STRESSES The  article  deals  with  the effect  of  welding  residual  stresses  on fatigue  crack  growth  in  18G2AV  high strength  low  alloy  steel  weldments.  Three  kinds  of  flat  specimens  have  been  used — unwelded  ones, specimens  with  butt  perpendicular  welds  and  specimens  with  butt  longitudinal  welds.  Residual  stress distributions  have  been  measured  in  bot h  kinds  of  welded  specimens.  All  specimens  were  tested under constant  and  variable  amplitude  load  with  stress  ratios  R  >  0.  The  F orman's law  and  Wheeler's  model of  crack  retardation  were  used  for  theoretical analysis.  The  theoretical results  were  more realistic  when effective  stress  ratio JR t tt  and effective  stress  intensity range AK c tt  compensating for  residual  stresses  had been  used. It  was  found  that  th e  tension  resisdual  stresses  increase  the  fatigue  crack  growth  rate  while compresive ones reduce it. The lower  was  the  applied load the higher the residual stress  effect.  A distribu- tion  of  residual  stress  h ad a significant  effect  on fatigue crack growth rate and fatigue life of welded speci- mens. This  report  presents  experimental  results  and  analytical  method of  fatigue  crack  growth  prediction in  steel  weldments on the basis  of  results  obtained from  paren t material. POLITECHNIKA  WARSZAWSKA INSTYTUT  MAS ZYN  ROBOCZYCH  CIĘ Ż KICH Praca  został a  zł oż ona  w  Redakcji  dnia  15  stycznia  J978  r.