§ 5. Деформации и перемещения в сварных соединениях и конструкциях

При сварке встык пластин с зазором, как это имеет место при электрошлаковой сварке, могут возникать значительные вре­менные перемещения де~

2л ks

1,1 -i

1,0 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1

.1 с	0 I h ''■■ V	1							PT"!
					Ц	V			j
							IJLs
							in		<*<
										i
							51"
— >							3£*
		.j/					0Ж,
							i			i
						I	3h

2a

i

3 4 6 8 W !? H 16 18 20

Рис. 6-1 [. Номограмма дли определении уг­лового поворота в при свирке пластин встык

диана.х, возникающего с самого

с помощью кривых на номограмме рис. 6-П.

соответствует различной безразмерной теплоотдаче

талей под влиянием тем­пературных и структур­ных деформации металла. П е р е м е щ е и и я от температурныхде-формаций возникают главным образом вслед­ствие неравномерного от­хода кромок сваренных пластин в исходное поло­жение {см. рис. 6-7). На участках шва, ближе рас­положенных к зоне свар-кн, перемещение v точек, которые до сварки явля­лись точками кромок, происходит в большей степени, чем на удален­ных участках. Так как кромки между собой сва­рены, то их неравномер­ное перемещение вызыва­ет взаимный поворот пла­стин в, приводящий к за­крыванию зазора, как это показано на рис. 6-11 стрелками. Величину уг­лового поворота в в ра-иачала сварки, определяют Каждая кривая

148

^ = 22

(■CSVq \ I.S ■

2M

(6.51

где е-степень черноты поверхности плит (для проката чер­ных металлов е = 0,9); и_с —скорость сварки, см/сек;

<7 — эффективная мощность источника тепла, дж/сек. На номограмме рис. 6-11 of — коэффициент линейного рас­ширения, при определении которого исключены структурные

превращения; для перлитных сталей *' = (16,5^-17) • 10 ⁶——j-*

Остальные значения принимаются в соответствии с табл. 6.2.

Если перемещения до высоты Ну отсутствовали, например, они были устранены закреплениями или сопротивлением от веса деталей, то из величины углового перемещения 0₂ при длине шва Л₂ необходимо вычесть величину 6, при длине шва h[. Зная величину углового перемещения и длину деталей L, можно вы­числить закрывание зазора в верхней части стыка.

Одновременно в процессе сварки происходит поступательное сближение деталей. Однако оно обычно невелико.

Пример. Определить закрывание зазора в конце стыка от углового поворота деталей из ннзкоутлеродпстой стали при элек­трошлаковой сварке, когда длина заваренного шва /г=150 см. Закрывание зазора до Ai = 50 см устранялось путем закрепления деталей.

L = 350 см-, — — 2000 дж!см ■ сек; -у. = 0,55 м1ч =

= 0,0153 см-'сек; -—- — 0,25. По табл. 6.2 находим )- =

Ус

— 0,4—————г; а — 0,085 смг!сек.

Вычисляем

я также

см ■ сек ■ град

v,h__0,0153 ■ ISO _i о _г v_ch_t _ _с

2^.s 2^-0,4 -, _п

— i 4.U.

a q

17 • Ю"⁶ ■ 2000

По номограмме на рис. 6-11 при ^, равном 13,5 и 4,5, для ^? = 0,25 находим -^- 0=0,345;

1»с ^а Я

^2t1s ')_t= 0,195;

a q

149

соответственно

ДО ^ В - В, = 0,00465 — 0,00264 = 0,002 рад.

Плечо поворота па конце деталей Н при сварке на участке от hi до h составляло примерно

H = L- (-Ц-^-) - 350-100 - 250 см.

Величина закрывания зазора па конце стыка

А = Д9 • И = 0,002 • 250 - 0,5 см = 5 л.и.

Перемещения в_с от структурных деформа­ций металла зависят от марки стали, термического цикла и положения зоны структурных превращений относительно цент­ра тяжести сечения заваренного шва С (см. рис. 6-11). Вначале, когда зона структурных превращений находится ниже точки С, происходит закрывание зазора на незаварешюм участке шва. Когда зона превращений оказывается выше точки С, происходит открывание зазора. Особенно значительно закрывание зазора у легированных сталей 3-1ХМ, 15ГН2М, 15ГП-1М, которое проис­ходит до А» 1500—2000 мм. Номограмму для вычисления Э_с можно найти в [5].

Уменьшение зазора при электрошлаковой сварке происходит не только вследствие перемещений свариваемых деталей. Как указывалось выше, в момент сваривания возникает также мест­ное сближение кромок от нагрева (см. рис. 6-7), которое по экс­периментальным данным при электрошлаковой сварке равно

А„ог, _Эшс =- 0,8 • 2г>_т„-^ 1,6 — -2-.. (6.6)

Величина Д,_1(Н|. _S!iX может составлять при электрошлаковой сварке около 4—10 мм в зависимости от режима сварки.

Пример. Используя данные предыдущего примера, опреде­лить поперечное укорочение в момент сваривания кромок. По

табл. 6.2 находим а — 14 • Ю"¹* ——~, ос -- 5 —-,------=;.

граб ' ' см-' ■ град

Используя формулу (6.6), получим

. , _Г у. . _г 14 - 10-^!3 2000

\л v_cs ~~ ^i,u Г) . 0,0153

— 0,585 см — 5,85 мм.

Угловые остаточные перемещения в плоско­сти, перпендикулярной оси шва, возникают вслед­ствие неравномерного поперечного сокращения по толщине металла 5 (рис. 6-12,й). Точка А в момент сваривания переме-

150

шлется в положение Л_ь в то время как точка D — в положе­ние Di. После сварки и остывания точки А и D стремятся воз­вратиться в исходное положение. Если AA\>DD_{, то возникает угловое перемещение В (рис. 6-12,6, в). Величина В зависит от отношения глубины провара И к толщине s, от формы провара

и его ширины В. Схематично характер зависимости В от — пока-

S

зш! на рис. 6-13.

При сварке соединений втавр (рис. 6-12,г), кроме угловой реформации В, возникает поворот полки относительно стенки (о.

Рис. 6-12. Деформации листов в плоскости, перпендикулярной

UlBV

Ориентировочно величину углового перемещения В при сварке сталей встык и укладке валикового шва при сварке втавр или внахлестку можно определить по номограммам, приведен­ным в [7].

При сварке соединений угловыми швами (рис. 6-12,6\ е) угол излома листа (пояса) В также определяется по номограм­мам [7].

В качестве расчетной толщины s_p принимается толщина листа пояса s_n. Расчетная эффективная мощность принимается равной мощности, вводимой в лист пояса д_п. Ее приближенно вычисляют по формуле

?и-<7^~^—- (6-7)

2s_r

^!рсо

Определение утла В при сварке алюминиевых сплавов втавр можно производить по номограмме на рис. 6-14.

Изгиб и укорочение в балочных конструкци-я х возникают от продольных (поясных) и от поперечных швов, приваривающих различные ребра жесткости и диафрагмы.

151

Помимо изгиба и укорочения, в балках возникают закручивание и потеря устойчивости листовых элементов стеиок.

Изгиб и укорочение балок от продольных швов можно опре­делить с помощью метода фиктивных сил. Действие внутренних сил заменяется некоторой фиктивной силой Р_уС , прикладываемой по концам сварного соединения приблизительно в центре тяжести площади пластических деформаций, возникших при выполнении сварного соединения (рис. 6-15, о). Величина Р_уС определяется

J3_z*fBfpff0

hO $, «w

Рис. 6-13. Характер зави­симости угловой дефор­мации (3 от относитель­ной глубины провара

Рис. G-I4. Номограмма для определения угловой деформации при сварки алюми­ниевых сплавов Етавр в зависимости от

катета шва и толщины полки

и© формуле (6.2). При сварке втавр двумя угловыми швами, когда зоны пластических деформаций соединений перекрываются (рис. 6-15, г), в качестве расчетной принимается погонная энер­гия сварки одного шва, увеличенная на 15%, т. е. 1,1о-г~- Для

прерывистых швов величину фиктивной силы определяют по формуле

(6.8)

Р __ р ^Гш

где i_m — длина участка шва; t — шаг прерывистого шва.

Погонную энергию ~- при сварке углового шва, если режим

сварки еще не известен, можно приближенно определять в зави­симости от катета шва

Л. ,, DK\

(6.9)

152

где D — численный коэффициент, равный 30 000 дж/см³ при автоматической сварке и 40 000 дж/см³ при ручной сварке; к—катет углового шва, см;

— — погонная энергия сварки, дж/см.

Если балка сваривается последовательно, т. с. вначале сва­ривается тавр (рис. 6-15,6), а затем двутавр, то деформации па-чодят от каждого сварного соединения в отдельности. После

а.)

3 4 2

\w\nmm\

я*

"р?

Рис. 0-15. Деформации балок от продольных н поперечных швов

сварки шва / (рис. 6-15,6) в тавре возникнет прогиб f, величина которого находится по формуле

* _ ML-'- _ J ~~ rf ; '

ZEJ

угловой поворот концов раве!

продольное укорочение

ML EJ

Pyc_tL

"Р EF<

Д„„ =

(6.10) (6.П)

(6.12)

153

где М = Ру_С(- е_х — момент от силы Р_ку, L — длина балки;

/ — момент инерции сечения тавра относительно' оси уй F_i — площадь поперечного сечении тавра.

После сборки тавра с поясом 2 и сварки шва 2 возникнет из­гиб в противоположном направлении, величина которого опре­деляется по формуле (6.10) с подстановкой в нее момента инерция J всего сечения балки относительно оси у, проходящей через центр тяжести, и эксцентриситета е% Дополнительное уко­рочение балки определится по формуле (6.12). При этом вели­чина F\ будет равна площади всего поперечного сечения балки. Если балка сначала собирается на прихватках, а затем свари­ваются швы / н 2, то изгиб от швов находится при эксцентриси­тетах е% и е₂ (рис. 6-15,а) и моменте инерции всего сечения. Расстояния е₂ п *>з взяты от центра тяжести площади поперечно­го сечения балки до центра тяжести площади пластических деформаций.

Пример. Определить изгиб тавра из низкоуглеродистой ста­ли (рис. 6-15, б) после сварки поясного шва при следующих значениях размеров: 1 = 10 м; £] = 200 мм; высота стенки h_c =500 мм; Si=s_c = 12 мм; к=8 мм; сварка автоматическая.

Определяем погонную энергию сварки до формуле (6.9)

L ₌ £)_К- - 30000 ■ 0,8- = 19200 дж^!,см.

Учитывая, что зоны пластических деформаций двух поясных швов перекрывают друг друга, расчетную погонную энергию уве­личиваем не вдвое, а на 15%, т. е.

(-9Л ₌ 1 is .-£- =22100 дж/см.

Определим фиктивную силу по формуле (6.2) с учетом по­правочного коэффициента 0,7

p_vc -0,7-1,7 [-3-] =0,7 ■ 1.7 ■ 22100 --= 26300 кГ.

Определения центра тяжести поперечного сечения тавра и его момента инерции дают *?! = 17,7 см; /у, =24 250 см⁴, Прогиб находим по формуле (6.10)

, AIL* Py&J-' 20300.17,7.1000=

f^-ЖГ ^"Й£ЛГ ⁼^ТТи^^Шо^ ^{К2ГЛ£= 12 мм}-

Поперечные швы, приваривающие ребра, если они смещены относительно центра тяжести сечения балки, вызывают значи­тельные изгиб и укорочение. Общая схема расчета состоит в оп-

154

ределении углов погзорота балки от отдельных поперечных швов с последующим вычислением суммарного прогиба. Угол поворо­та, вызываемый сваркой отдельного поперечного шва, опреде­ляется по формуле

где Л_|И1П — поперечная усадка соединения, выполняемого в неза­крепленном состоянии; определяется по форм\> ле (6.4); -V-i — пластическая деформация, вызываемая сопротивле­нием поперечного сечения балки; 5 — статический момент части сечения, где располагается

сварное соединение; / — момент инерции всего сечения. Оценить приближенно величину угла поворота можно, пола­гая Д„_л л: (0,4-ь 0,5)Л„оп. как это следует из экспериментальных данных, полученных па некоторых типах балок. Полученное значение следует рассматривать как ориентировочное. Допустим, что два шва 3 (рис. 6-15, а), приваривающие ребра к поясу, вы­зывают поперечную усадку пояса \_110Пи . Статический момент

верхнего пояса относительно центра тяжести всего сечения равен S_B~B.s₃ (e₂~^-).

Четыре шва 4, приваривающие два ребра к стенке, дадут по­перечную усадку Д_{поп ст} . Статический момент части сечения стенки, где располагаются швы ребер, равен

Суммарны!; угол поворота от приварки двух ребер гг_р (рис. 6-15, в), расположенных напротив друг друга, составляет

+ (A_n01lL,- \,Jl_ps_c[e₂-^

Прогиб балки от всех поперечных швов, приваривающих реб­ра, равен (рис. 6-15, в)

Продольное укорочение балки от поперечного шва равно

Л_пр - (Л™, - Д,,.,) -&, (6.14)

155

где F.j — поперечное сечение части элемента, где располагается сварное соединение; F — площадь поперечного сечения балки. П р и ме р. Определить изгиб двутавровой балки из низкоуг­леродистой стали на рис. 6-15 от приварки ребер при следующих размерах: L — IQm; /=111 см; Bi = B₅ = 200 мм: высота стен­ки— 500 мм; Si — S2~s_c =12 мм; /_р=250 мм; катеты швов, при­варивающих ребра, равны 7 мм и свариваются вручную; момент инерции балки /,, = 43 900 смК По табл. 6.2

а- 14- 10-^в—Ц-;?с = 5—^Цг-. град '' см? ■ град

Определим погонную энергию сварки при выполнении швов, катеты которых к —7 мм, по формуле (6.9)

q'Vt, ^ Ок² -■= 40000 ■ 0,7- = 19600 дж\см.

Определим долю тепла, вводимого в пояс и стенку, толщины которых равны, по формуле (6.7) с учетом частичного его погло­щения ребром

(<7;Ч)рас_Ч = £ о^п - 19600 ■ -i- = 13100 дж;см.

Определим поперечную усадку от одного ива по формуле (6.4), взяв коэффициент 0,6

\ ilQ Л \±\ 1-19 ^1Ь I»"⁶ }Щ_ _

*™«- ^ ' ₉с ^[ v_c)_?ai:4 s ^1,~* о ' 1,2 -

= 0,0364 см.

Величину Д,,_л примем равной 0,4Д_ПОП.

Определим угол изгиба <р_п от приварки ребер к поясу по фор­муле (6.13). Так как швов два, величину ф удваиваем

S „ ,_п ^_пг,_{л п л nm}„, 20- 1,2 • 25,6

_?н - 2 (А_поп - 1_П,) -^ *= 2 (0,0364 - 0,4 • 0.0364)

•13900

= 0,00061 рад.

Определим угол изгиба tp_c от приварки ребер к стенке. Так как швов четыре, то величина гр в формуле (6.13) увеличивает­ся в 4 раза

_?с = 4 (\_оп - \,) 4 ^ ⁴ (°'°³⁶⁴ - °'⁴ ' ^а0364> "'■и'эдо¹-^{5 =}

= 0,000745 рад. Суммарный угол изгиба балки от одной пары ребер равен

^ '--- 9н -г ?с = 0,00061 + 0,000745 - 0,001355 /ю<?.

156

Прогпб балки от всех ребер равен

/i = ?1(4/Ч-3/ + 2/-Ь0 = 0_г001355 .111-10 =

— 1,5 см — ] о -tf-W-

Закручивание балок изучено слабо. Оно может возникать от перемещений стенок относительно поясов в процессе сварки, от Опмоментов, образованных внутренними силами, вследствие потери устойчивости крутильной формы и др. Потеря устойчи­вости стенок возникает под действием сжимающих остаточных напряжений.

а) 5)

С&арная конструкция _б Расчетная схема ₆

Рис. 6-16. Определение потери устойчивости в сгенке двутавровой бал­ки (а, б) и в листе с круговым id а ом (е, г)

Потеря устойчивости в листовых элементах конструкций возникает чаще всего при толщине металла до 4-^8 мм. Причиной коробления являются сжимающие напря­жения. При достижении напряжениями сжатия критических. значений возникает потеря устойчивости.

Решение задачи об определении возможности потери устой­чивости состоит из двух стадий:

а) определения схемы действия сил и условий закрепления элементов по контуру;

б) собственно решения задачи о потере устойчивости.

На рис. 6-16,о, б приведен пример определения критических напряжений в стенке двутавровой балки. Напряжения, действу-

157

тощие в стенке от усадки двух поясных швов, опреде­ляются в предположении, что потеря устойчивости отсут­ствует

Полученные напряжения сравниваются с критическими при аналогичной схеме нагружения листа (рис. 6-16,6). Если (т_ст ><Гкр, то наступит потеря устойчивости.

На рис. 6-16,0, г показан лист с вваренным круговым элемен­том. На границе зоны пластических деформаций и остальной части листа в соединениях небольшого диаметра обычно возни­кают радиальные растягивающие напряжения o_r^:--~_i которые

убывают с возрастанием г. Тангенциальные напряжения at за пределами зоны пластических деформаций являются сжимающи­ми, что и вызывает потерю устойчивости. Величина радиальных критических напряжении для большого листа может быть опре­делена по формуле

О = -------------------------------;------,

^rK_V .} (1 -- \^) Гид

При -— > а_г лист теряет устойчивость. Форма перемеще­ний, если дать развертку сечения листа по окружности, пред­ставляет синусоидальную кривую, чаще с четырьмя полуволна­ми. При малых наружных диаметрах листа наблюдаются формы с шестью, восьмью и более полуволнами.

Определение величины перемещений в элементах после поте­рн устойчивости представляет собой сложную задачу. В общем случае решение такой задачи состоит в отыскании формы п ве­личины перемещений, которые обеспечивают системе минимум потенциальной энергии.

Тонкие листы, сваренные встык, в результате потерн устой­чивости искривляются по дуге окружности, приобретая в попе­речном сечении седлообразную форму (рис. 6-17, а). Такая фор­ма обеспечивает расположение зоны пластических деформаций по дуге наименьшего радиуса, что з свою очередь позволяет этой зоне сократиться по длине и освободиться в значительной степе­ни от растягивающих остаточных напряжений и потенциальной энергии. Уменьшение потенциальной энергии в зоне пла­стических деформаций превосходит работу, затрачиваемую на изгиб пластины, и в целом потенциальная энергия во всей пла­стине после потери устойчивости снижается (рис. 6-17, и). При увеличении кривизны выше оптимальной (точка Л), где потен­циальная энергия минимальна, наблюдается рост потенциальной энергии. Зависимость кривизны пластин после сварки от оста-

158

_точных растягивающих напряжений с, ширины пластин 2В, зоны пластических деформаций 2Ь_П и толщины металла s показана чп рис. 6-18.

Формы потери устойчивости сварных конструкций весьма многообразны. Несмотря на значительные перемещения, дефор­мации в основном металле-» как правило, протекают упруго. Это , BOiicTBo деформаций коробления позволяет успешно бороться j ними путем применения прокатки или проковки только зоны пластических деформаций (см. главу 7).

5) и кг-м/ем 0,1

0.03 г

0,0? 0,06 9,05

Iа-радиускриВизмы *

/-/

Центр тяжести сечения %03

0,0? 0,0}

и, ентр приложения

цсаЗочного цсашя 2В

О 0,01)250,005 0,01 0,0f5 0,02 0,025

Рис. 6-17. Потеря устойчивости тонких пластин, сваренных встык:

й) характер деформации; б) зависимость потенциальной энергии з пластине от i-.piiBii.iHbi На при 2fl=30 см; 2ft_n=4 см; s=0.i5 см; £'=2,l-f0⁴ иГ-мм\ >л;=0,3

П р и м е р. Определить, произойдет ли потеря устойчивости стенки у сварной двутавровой балки из Ст. 3, имеющей размеры: высоту стенки /г_сг =60 см, толщину s_CT =4 мм, ширину поясов 15 см, толщину 6 мм, после сварки поясных швов с катетом -V — 4 мм. Поперечные ребра отсутствуют; £ = 2-10⁶ кГ/см².

Находим по формуле (6.9) погонную энергию сварки

Л.

1'г

= Dk- = 40000 • 0,4² = 6400 дж,сж.

159

Расчетная погонная энергия сварки для двух угловых швов в тавровом сечешш

- <7

,Ю

= 1,15 ■ 6400 = 7350 дж!см.

Фиктивную силу от одной пары швов, прикрепляющих пояс к стенке, вычислим по формуле (6.2), вбодя поправочный коэф­фициент 0,7,

p_sc = 0,7 • 1,7 ■ 7350 - 8750 кГ.

L X

от

d.Dlt ОМ 0,0!

п,от

0,008

ом

от

о

\ J5*y> у
		А/ •у5ви***
		г Ж' Jf
	/У JQ, \308ми
	JCf; ~~"\в-50о»н
			, |

6,*Гт'-

W 50 75 100 № №

1 J_

0,5 i 1,5 гл 2,5 3,0 3.5

f'-k ?8=600нм; б*50-~~_г

0,01

0,003

3,096 ~

от -

б'1Ы!т^г

S'Im»

too гоо ззо т soo

Рис. 6-18. Зависимость кривизны тасшны от расчетных остаточных на­пряжении о₀, ширины половины пллепшы В, толщины пластины s а ши­рины зоны пластических деформаций 2Ь_П

Два соединения втавр дадут усадочную силу, в 2 раза боль­шую 2Р_ус =17 500 кГ. Напряжения сжатия в стенке вычислим, по формуле (6.15)

ус

17500

2 ■ 15 - 0.6 -г 60 - 0.4

417 hT'jCM².

160

Для длинной пластины, жестко защемленной по длинным сторонам, критическое напряжение вычисляется по следующей формуле:

**Е /sr, V rr -²2 • Юз /^_₄\^

1(50

'кр

7

12(1 -u^y) VA

--- /

12(1 -0,3*) V60

= 560 кПсм².

Потери устойчивости не произойдет. Однако остаточные па-пряжения в стенке близки к критическим.