V

іПри^ійзготовлении сварных тавровых соединений поясные швы в — большинстве случаев выполняют поочередно. Если бы по­сле. наложения первого поясного шва, допустим правого (фиг. 91, а) остывание его по длине и по толщине происходило одновременно, то под действием ‘поперечной усадки наплавлен­ного металла стенка отклонилась бы от своего первоначального положения в сторону шва на угол р. Свободное сокращение Д наружного волокна (.гипотенуза 6, фиг. 91, а) углового шва при остывании от 600° С до температуры окружающей среды по фор­муле (164) или (212) будет равно

А = аТСрЬ = clTcp • 1,4/с, (234)

где к — катет углового поясного шва.

Абсолютное значение сокращения остальных поперечных во­локон углового шва, параллельных его гипотенузе b, будет соот­ветственно уменьшаться пропорционально уменьшению их дли­ны по мере приближения к вершине шва.

Относительное сокращение всех поперечных волокон углового шва, ввиду одинаковой температуры нагрева, будет одинаковым. Это сокращение поперечных волокон наплавленного металла шва приведет к угловой деформации |3, которая при свободном повороте стенки от действия поперечной усадки в процессе осты­вания шва по приближенной формуле (168) или (172) равна

QD

Р = 2аТср tg у= 2аТср. (235)

Такое же значение угловой деформации р получим согласно формуле (234). Так при усадке (фиг. 91, a) tg =2.q Tk ‘

ft ft *

Принимая значение tg^ равным величине угла, что вполне

допустимо ввиду малых значений угловой деформации р, полу­чим

аТгЛ, Ак

Р = с0Р7к, = 2аТср. (235 а)

Фиг. 91. Перемещение стенки при наложении одного поясного шва

в тавровом соединении: а — после наложения одного поясного шва; б — после наложения второго пояс­ного шва.

Поскольку поворот стенки от действия поперечной усадки ме­талла шва не встречает никаких препятствий, ‘напряжения попе­речного растяжения в (наплав­ленном металле шва будут от­сутствовать. После остывания шва стенка таврового ‘соедине­ния отклоняется от своего первоначального положения на угол (3 (фиг. 91, а). Из форму­лы (235) видно, что угловая деформация (3 одностороннего и однопроходного поясного шва таврового соединения не зави­сит от величины катета шва к.

Если предположить, что полка таврового соединения абсолют­но неподвижная, то стенка по­вернется на одинаковый угол р при любом значении катета одно­проходного углового шва. После наложения второго поясного шва свободное сокращение остывающего наплавленного метал­ла станет невозможным ввиду упругого противодействия со сто­роны уже остывшего металла первого поясного шва. Поэтому во втором шве возникнут напряжения поперечного растяжения. Первый шов, препятствуя свободному повороту стенки таврово­го соединения в обратную сторону, тоже будет испытывать напря­жения поперечного растяжения. Так как швы имеют одинаковое сечение, то ери равновесии внутренних усилий напряжения попе­речного растяжения в обоих швах будут одинаковые. Пластины вернутся в свое первоначальное положение и будут удерживать­ся в этом положении противодействующими друг другу внутрен­ними усилиями поясных смежных швов (фиг. 91, б). Остаточные напряжения поперечного растяжения в тавровых соединениях от поперечной, усадки в зависимости от толщины свариваемых лис­тов, характера сборки и режима сварки могут достигать высоких значений.

Благодаря смежному расположению поясных швов в. тавро­вом соединении создается жссткая связь, порождаемая одним швом по отношению к другому. Если бы оба поясных шва выпол­нялись одновременно, то возникновение напряжений поперечного
растяжения тоже неизбежно, так как ‘поперечная усадка при остывании каждого шва действовала бы на стенку, стремясь склонить ее в сторону своего шва. При одновременном наложе­нии обоих поясных швов в тавровом соединении, у которого пол­ка и стенка имеют толщину, обеспечивающую достаточную их жесткость, угловая деформация р будет почти незаметна, так как жесткая полка и в некоторой мере стенка оказывают боль­шое сопротивление возможному сокращению при остывании на­плавленного металла. Это затрудняет образование поперечной усадки швов, а следовательно, приводит к «возникновению высо­ких остаточных напряжений поперечного растяжения. В этом — случае относительное укорочение наплавленного металла каж­дого шва є при его остывании от 600° С до нулевой температуры, пренебрегая местными удлинениями полки и стенки, было бы равно

Е = аТпл = 12 . 10-6 . 600 = 0,0072, (а)

где а — коэффициент линейного теплового удлинения, который для стали равен а = 12- 10_6;

Тпл — температура перехода стали из пластического состоя­ния в упругое.

Так ікак относительное удлинение єг стали в области упругих: изменений при напряжениях, достигающих предела текучести от у примерно

ат 2500

^ = Т = 2ХТТо-* = 0’0012’ <б>

то напряжение растяжения от поперечной усадки поясных швов,, если бы металл мог работать сколько угодно в области упру­гих ‘изменений, достигало бы значений, значительно превосхо­дящих предел текучести, например.

є 0,0072 с, v

,7 = ш = 6- (в)

Точно таких же расчетных значений достигали бы напряже­ния поперечного растяжения при последовательном выполнении поясных швов, если бы металл мог работать сколь угодно-

в области упругих изменений и если конструкция таврового сое­

динения обладает достаточной жесткостью.

На самом деле применяемые для сварки металлы обладают пластическими свойствами, и остаточные одноосные напряжения растяжения при остывании шва будут нарастать только до пре­дела текучести от. При дальнейшем выравнивании температуры упругое сокращение волокон сварного шва соответственно компен­сируется пластическим удлинением этих волокон при напряже­ниях, равных пределу текучести.

В зависимости от соотношения между толщинами полки и стенки, от точности сборки и от режима сварочного нагрева напряжения поперечного растяжения в смежных поясных швах таврового соединения будут иметь различную величину. Рас­

смотрим образование остаточных напряжений поперечного рас­тяжения в поясных швах некоторых видов тавровых соединений. В сварных балках двутаврового сечения обычно толщина .полок больше, чем толщина стенки в 1,5 или 2 раза и более (фиг. 92, а). Катеты поясных швов чаще всего имеют івеличину, равную тол­щине стенки, т. е. к = бс. Пренебрегая влиянием проплавленных мест в полке и стенке таврового соединения на поперечную усадку наплавленного металла угловых швов, ‘рассмотрим оста­точные поперечные напряжения їв наплавленном металле обоих: угловых смежных швов (фиг. 92, а).

Фиг. 92. Образование прогиба полки в тавро­вом соединении: а — сварное соединение; б — схема действия вертикаль­ных составляющих внутрен­них усилий; в — то же го­ризонтальных составляющих; г — расчетная схема для определения прогиба.

Напряжения растяжения от попе­речной усадки в волокнах наплавленно­го металла смежных поясных угловых швов будут направлены параллельно гипотенузе шва, т. е. под углом 45° к плоскости стенки и -полки. Создавае­мые этими напряжениями поперечные активные внутренние усилия стремятся изогнуть каждую половину полки как консольную балку, что показано пунк­тиром на фиг. 92, а. Под действием вер­тикальной составляющей поперечных активных внутренних усилий поясных швов полка будет прижата к торцу вертикальной стенки, которая будет препятствовать (вертикальному переме­щению полки. На торце стенки появят­ся напряжения сжатия а2. Из равнове­сия вертикальных внутренних усилий (фиг. 92, б), действующих на длине од­ного погонного сантиметра шва, имеем

2 . 0,7ак = о2Ьс. (236)

где а—^напряжение растяжения в по­перечных волокнах наплав­ленного металла углового шва, параллельных его гипотенузе, а 0,7 а — вертикальная состав­ляющая этого напряже­ния Ge;

02—’реактивное напряжение -сжіатия, вызываемое давлением полки на торец вертикальной стенки;

бс — толщина стенки;

к — катет углового шва, обычно равный толщине стенки,, т. е. к = бс.

Как указывалось выше, напряжения растяжения от попереч­ной усадки в смежных поясных швах могли >бы значительно пре­высить предел текучести 0 г, если бы металл способен был рабо-

191

тать в области упругих изменений при сколь угодно высоких на­пряжениях. Однако, как известно, одноосные упругие напряже­ния. п,ри плавном нарастании деформации в пластичном металле достигают предела текучести ог, а затем упругая деформация перерастает в пластическую, которая происходит при напряже­нии, равном пределу текучести ог-

В рассматриваемом нами случае таврового соединения, (фиг. 92, 6) активные напряжения поперечного растяжения а,’ порождаемые поперечной усадкой при остывании поясных угло­вых швов, будут нарастать до значений, при которых реактивное напряжение сжатия на торіце стенки о2 станет равным пределу текучести от — Тогда условие равновесия вертикальных внутрен­них усилий определяется по формуле (236):

(237)

2 • 0,7<ж = стК,

откуда

(238)

Таким образом в сварном тавровом соединении, у которого катет поясных швов равен толщине стенки, т. е. к = Ъс> остаточ­ные напряжения поперечного растяжения а в поясных швах от поперечной усадки будут меньше предела текучести от и опреде­лятся по приведенной выше формуле (238).

Поперечные активные внутренние усилия обоих смежных швов, действуя на стенку таврового соединения, удерживают ее в требуемом положении относительно полки. В свою очередь стенка таврового соединения является как бы опорой, на которой жестко закреплено сечение полки 0—0 (фиг. 92).

Для количественного определения прогиба полки у рассмот­рим каждую ее половину как консольную балку, у которой закреплено сечение 0—0 в месте стыка со стенкой и которая на­ходится под действием равномерно распределенных активных по­перечных внутренних усилий в наплавленном металле шва. Ак­тивные внутренние усилия действуют по направлению попереч­ной усадки волокон наплавленного металла поясных швов, т. е. под углом 45° к плоскости стенки и полки. Ввиду такого на­правления действия на полку активных внутренних усилий пояс­ных швов при определении ее прогиба необходимо учитывать изгибающие моменты, создаваемые как вертикальными, так и го­ризонтальными составляющими этих внутренних усилий.

Вертикальная составляющая напряжения поперечного рас­тяжения углового шва св от действия поперечной усадки (фиг. 92, б) будет і

св = с cos 45° = 0,7о, (239 а)

где а—активное напряжение поперечного растяжения волокон наплавленного металла поясного шва, определяемое по форму — 192

ле (238). Величина вертикальной составляющей активного попе­речного внутреннего усилия, действующего на длине одного сан­тиметра углового шва, очевидно будет <vc, где к — катет шва.

Горизонтальная составляющая напряжения поперечного рас­тяжения углового шва таврового соединения (фиг. 92, а, в) будет

аг = a sin 45° = 0,7а. (239 6)

Соответственно горизонтальная составляющая активного по­перечного внутреннего усилия равна агк.

Схему загружения каждой половины полки внутренними уси­лиями поясных швов представим как консольную балку с жестко закрепленным концом и равномерной нагрузкой на участке к (фиг. 92,г). Интенсивность равномерной вертикальной нагрузки на участке к св = 0,7а представляет вертикальную составляющую внутреннего усилия на единицу площади. Горизонтальная состав­ляющая внутренних усилий поясных швов дает равномерно рас-

Ьп

пределенную моментную нагрузку интенсивностью т = о2 (фиг. 92, в).

Для определения прогиба полки и угла поворота ее сечения от действия внутренних усилий поясных швов воспользуемся известными уравнениями (27), (28) метода начальных параметров:

у2 уЗ а (х — Q)4 1

Ух = Уо + + £7

м, % + Qo^ + —й—-1, (240а)

— ©о 4" ‘^MqX + Qo ~2 ~Ь °в ■—0—— I, (241а)

где у0 и 0О — начальные геометрические параметры, которые в нашем случае представляют начальный прогиб и начальный угол поворота 0О в опорном сечении и имеют нулевое значение;

М0 и Qo — начальные силовые параметры, представляющие

опорный момент М0 = — свк + g-j и перерезыва­ющую силу в опорном сечении Qo = <vc; х — расстояние от закрепления до сечения полки, в котором рассматриваем прогиб ух и угол пово­рота 0*;

ов—интенсивность вертикальной нагрузки от внутрен­них усилий поясных швов; а — расстояние от опорного закрепления до начала

загрузки в нашем случае а = у ;

J — момент инерции сечения полки по длине одного сантиметра;

Е — модуль упругости металла полки.

13 1755 193

После подстановки значений начальных параметров уравнения (240 а) и (241 а) примут вид

* = ег[—*(‘ + т)т + «*(2406)

= а«к(а + т)* +авТ~ • (2416)

При х = а + к в точке К (фиг. 92, а, г) прогиб полки у в и угол поворота ее сечения 0* от действия вертикальной состав­ляющей внутренних усилий поясных швов по формулам (240 6) и (2416) будут

y« = —Hf(ia3 + ia2K + aK2 + Jj)j (240)

Q° = — Wj{a2 + aK+ ~9’ (241)

где значение а = — j.

Прогиб и угол поворота сечений полки таврового соединения от изгибающего действия горизонтальной составляющей попереч­ных активных внутренних усилий поясных швов определим при помощи уравнений, составленных по методу начальных парамет­ров, подобно уравнениям (240 а) и (241а).

В общем виде эти уравнения при загружении участка полки

в

равномерно распределенным моментом ш = ог— (фиг. 92, г) бу­дут выражаться формулами:

Ух=Уо + воХ + 4т f^o|- + -%1 + {n(Va)3l’ (242а>

(243 а)

в, = в0+^[^ + %! + ^)2

В нашем случае начальные параметры в уравнениях (242 а) и (243 а) имеют такие значения: у0 == 0, 0О = 0, Q0 = 0,а М0 = —пгк =

Ьп

= аг-~2 к’

Подставляя эти значения начальных параметров в уравнения (242 а) и (243 а), имеем:

їх = ^[_«4+ !£=£>!], _ (2426)

в* = кг[-от“ + !іі£Ріг]’ <243б>

ВЛ ‘ Ье

где m = ог —а значение а = —.

При значении х = а + к из уравнений (2426) и (2436) полу­чим формулы для определения прогиба полки уг и угла поворо — 194

та ее сечения 9г в точке К от изгибающего действия горизон­тальной составляющей поперечных активных внутренних усилий поясных швов в таком виде:

^=—w (а*+2шс+4к2); (242>

&г = -^(2а + к), (243)

где т — момент на единицу ширины шва, равный а значе­

не

ние а = — у

Изгибающие моменты от вертикальной и горизонтальной сос­тавляющих поперечных активных внутренних усилий поясных швов действуют на каждое сечение полки в одной и той же плоскости, а именно в плоскости, перпендикулярной стенке тав­рового соединения. Поэтому полный прогиб и угол поворота полки таврового соединения в любой точке будет алгебраически складываться из прогибов у и углов поворота 0, выражаемых формулами (240) и (242) и формулами (241) и (243).

Полный прогиб полки в точке К и угол поворота сечения ис­ходя из формул (240), (241), (242) и (243) и учитывая, что св = В 5

= 0,7а, m = QJo~Y и а = -^

получим

^г-— и’ і и — 0,7а/с / ^ск *3

УК — У в Уг — — — KWJ с і J L I

2EJ 42 8 2 4

626 6г&пк й2пк

+ іг+5¥" + — г> (244>

/-ч /-ч гч 0,7а/с [ 62 6 к к2 6 6 6„/с’

e« = 0‘ + e-“-w(T + — r + — r + T! + — f,, <245>

где а — поперечное напряжение при растяжении в поясных швах,, определяемое по формуле (238);

Ьс — толщина стенки таврового соединения; оп — толщина полки; к — катет поясных угловых швов.

При повороте сечения полки таврового соединения в точке К на угол 0* ее наружная кромка точка А (фиг. 92, г) переместит­ся на величину

yh = — QKh, (246)

где h — ширина половины полки таврового соединения.

Полное перемещение наружной кромки полки в точке А с учетом прогиба в точке К

У а = Уь + У к = — — У к — (247)

Наибольшие угловые деформации и прогиб полки будем иметь, в таких тавровых соединениях, у которых толщина полки мень-

0

Фиг. 93. Деформа­ция тонкой полки сварного таврового соединения.

6EJ ’

2) от горизонтальной составляющей внутренних усилий

тк? 0,7а/с36

^ = -317 =————————

тк

2 EJ 0,7 ак? 2EJ

(* + *)•

(253)

ше толщины стенки. Эти соединения чаще встречаются в оболоч-
ках с набором жесткости, при приварке ребер жесткости в стой-
ках, балках и др. Если толщина полки меньше толщины стенки
таврового соединения (фиг. 93), то в первом приближении можно
допустить, что закрепленная часть полки представляет полосу,
непосредственно прилегающую к торцу стенки, а не одно только
сечение полки 0—0 (фиг. 92, а).

Схему загружения половины полки таврового соединения по-
перечными активными внутренними усилиями угловых швов при

пониженной ее толщине по отношению к
толщине стенки представим, как показано
на фиг. 92, а, где часть полки ЬЬ’с’с, не-
посредственно прилегающей к торцу стенки,
считаем в закрепленном состоянии. Прогиб
полки и угол поворота ее сечений от дей-
ствия вертикальной и горизонтальной состав-
ляющих активных внутренних усилий опре-
делим при помощи приведенных выше фор-
мул (240), (241), (242) и (243) с учетом то-
го, что вершина углового шва непосредствен-
но прилегает к закрепленному сечению bb’
или се’, т. е. значение а = 0.

Поэтому для определения прогиба полки
и угла поворота ее сечений формулы (240),

(241), (242) и (243) при а = 0 примут такой вид:

1) от вертикальной составляющей внутренних усилий

Ув ~ 8EJ ’ ( ^

0,7а/с3 .

в« = —-іпгг; (249)

6ЕІ 0,7а/с25м

= — 2EJ = 4ЁГ~ ’ (251)

где а — напряжение поперечного растяжения в волокнах наплав­

ленного металла; к — катет углового шва;

т—равномерно распределенный момент от горизонтальной

составляющей внутренних усилий; оп — толщина полки.

В соответствии с формулами (248), (249), (250) и (251) полный

лрогиб полки в точке К (фиг. 93, а)

0,7а/с3 / к д

Ук=Ув + Уг=~- 2ЖГ (х + f ]’ (252)

0/с — 06 + ©г — —

Перемещение точки А наружной кромки полки (фиг. 93, а).

Ул = — ©кЛ — У к. (254)

где у к—прогиб .полки в точке к определяемый по формуле (252).

Фиг. 94. Распределе­ние напряжений в сварном тавровом сое­динении с зазором.

Если в сварном тавровом соединении полка неплотно приле­гает к торцу стенки, а между ними имеется зазор (фиг. 94), то при остывании поясных швов полка, не встречая сопротивления со стороны ■стенки, будет свободно перемещаться под действием поперечной усадки. по направлению — к стенке, уменьшая величи­ну начального зазора. Распределение остаточных. напряжений по сечению шва будет изменяться по величине и по направлению. Вертикальная составляющая активных попе­речных напряжений наплавленного металла углового шва, при наличии зазора между полкой и торцом стенки, будет значительно меньше, чем в случае плотного прилегания полки к торцу стенки, т. е. в случае отсут­ствия начального зазора (фиг. 92, а).

Значительных изменений величины гори­зонтальной составляющей активных напря­жений при растяжении по сравнению с рас­смотренным выше случаем не будет. Гори­зонтальные внутренние усилия да’дут изгиба­ющие моменты, под действием которых каж­дая половина полки будет изогнута.

Таїк каїк в корне углового шва наплавлен­ный металл остынет раньше, чем в середин­ных и периферийных слоях, то полка, перемещаясь под действием поперечной усадки по направлению к торцу стенки, может под­вергнуть сжатию остывший металл в области корня шва (фиг. 94, б). Влияние вертикальной составляющей поперечных внутрен­них усилий поясных швов на образование прогиба полки умень­шится. В основном величина прогиба полки и угол поворота ее сечений будут зависеть от изгибающих моментов, создаваемых горизонтальными внутренними усилиями поясных швов. Значения прошба полки-и поворота ее сечений приближенно могут быть определены при помощи приведенных выше формул (242) и (243) в допущении, что закрепленным является только одно сечение пол­ки, совпадающее со серединной плоскостью стенки.

Таким образом, прогиб полки и угол поворота ее сечений в тавровом соединении, у которого на торце стенки кромки ско­шены (фиг. 95), могут быть меньше, чем в соединении без скоса кромок на торце стенки, показанном на фиг. 92, а. При одновременном наложении обоих поясных швов поперечная усад­ка наплавленного металла будет перемещать полку параллельно своему начальному положению на величину А, как показано на фиг. 95. Ввиду возможности перемещения полки в сторону стен-

ки под действием поперечной усадки влияние вертикальной со­ставляющей поперечных активных внутренних усилий ‘ПОЯСНЫХ швов на образование прогиба — полки будет значительно умень­шено. При неодновременном выполнении поясных швов в тавро­вом соединении со скошенными кромками на торце стенки дей­ствие вертикальной составляющей внутренних усилий на образо­вание прогиба полки будет несколько больше, чем в предыдущем случае, когда оба поясных щва выполнялись одновременно. При этом близкое расположение поясных швов їй пе­рекрывание наплавленного металла этих швов приводит к уменьшению плеч изгибающих момен­тов от вертикальных составляющих поперечных внутренних усилий, а следовательно, и к умень­шению значения самих моментов. Поэтому влия­ние вертикальной составляющей внутренних уси­лий на образование прогиба полки в сварном тавровом соединении со скосом кромок на торце стенки незначительное. ;

Фиг. 95. Пере­мещение полки от поперечной усадки в тавро­вом — соединении со скосом кро­мок стенки.

Величина пропиба полки рассматриваемого таврового соединения обусловлена главным об­разом значением изгибающего момента от гори­зонтальной составляющей поперечных активных внутренних уси­лий поясных швов. Поэтому для приближенного определения прогиба полки можно пользоваться формулами (250) и (251).

Малая ширина наплавленного металла обоих поясных швов таврового соединения со скосом. кромок на торце стенки приво­дит также ‘к некоторому уменьшению значения изгибающего момента от горизонтальной составляющей (внутренних усилий поясных швов. іВвиду этого прогиб полки в сварном таївровом соединении со скосом кромо’к на торце стенки будет значительно меньше, чем, в других видах сварных тавровых соединений.

Образование прогиба полки в сварном тавровом соединении зависит не только от поперечной усадки наплавленного іметалла поясных швов, но также зависит от неравномерного разогрева по толщине полки. Полка таврового соединения, будучи проплав­лена сварочным нагревом на определенную толщину, даст при остывании угловую деформацию 6, которая будет увеличивать прогиб полки.

Описанные теоретические исследования и рекомендации для определения прогиба полки сварного таврового соединения не являются исчерпывающими, однако они показывают сложность вопросов изучения деформаций полки сварного таврового соеди­нения и необходимость экспериментальных и теоретических ис­следований по вопросам деформаций от поперечной усадки пояс­ных швов тавровых соединений.