книги / Сварные конструкции.-1

жается и при некоторой определенной глубине провара прочность в сечении по сварным швам может быть обеспечена не в меньшей степени, чем по основному металлу.

Применение скоса кромок обеспечивает возможность осуще­ ствления сварного соединения с проваром по всей толщине элемен­ тов. В этом случае условия распределения напряжений в соеди­ нении улучшаются и концентрация напряжений в нем несколько снижается. И хотя в этом случае разрушения происходят также по границе швов, все же значения предела выносливости оказы­ ваются более высокими, чем для соединений без разделки кромок.

Снижение концентрации напряжений в сварном тавровом со­ единении применением местной механической обработки участков перехода от швов к основному металлу приводит к дальнейшему повышению предела выносливости. В этом случае при наличии сквозного проплавления удается получить сварное соединение, которое по вибрационной прочности не уступает образцу из основ­ ного металла, не имеющему концентраторов напряжения. Разруше­ ния сварных образцов, имеющих местную обработку, во всех слу­ чаях происходили по основному металлу вдали от сварных швов.

Разрушения клепаных соединений впритык происходят в боль­ шинстве случаев из-за отрыва головок при весьма низких значе­ ниях вибрационной прочности.

В случае применения низколегированной стали, более чув­ ствительной к концентрации напряжений, вибрационная проч­ ность сварных соединений впритык почти не повышается и ос­ тается примерно на уровне вибрационной прочности аналогич­ ных соединений из малоуглеродистой стали. Применение местной обработки поверхности перехода от шва к основному металлу и в этом случае позволяет достигнуть равнопрочности сварных соединений с основным металлом.

При проектировании конструкций выбор типа сварных соеди­ нений впритык следует производить с учетом различий их вибра­ ционной прочности. Менее прочными при работе на растяжение являются соединения, в которых не обеспечен провар по всей толщине основных элементов. Поэтому применение этих соеди­ нений более целесообразно в менее напряженных участках.

В табл. III. 5 приведены результаты испытания вибрационной нагрузкой образцов с ребрами жесткости.

Испытания показали, что характер разрушения и значение пределов выносливости образцов с ребрами жесткости также зави­ сит от их конструктивного оформления. Все образцы, в которых ребра были приварены двусторонними швами, разрушались в месте перехода от листа к угловым швам. Образцы, в которых ребра были приварены односторонними швами, начинали разру­ шаться от корня шва.

Предел выносливости образцов с одиночными ребрами ока­ зался несколько выше, чем у образцов с парными ребрами. Это

				Т а б л и ц а 1 11 . 5
Результаты вибрационных испытании на выносливость образцов
	с поперечными ребрами
		Эффективный	Приведенный предел
	Образец	коэффициент	выносливости а0
		концентрации
		Р	кгс/мм2	%
Из основного металла		1,0	19,3	100
Двойное	ребро. Двусторонние	1,45	14,4	74,5
швы
Одиночное ребро. Двусторонние		1,34	15,4	79,5
швы
Двойное	ребро. Односторонние	2,02	11,0	57,0
швы
Одиночное ребро .Односторонние		1,89	11,6	60,0
швы

связано с отмеченным выше благоприятным влиянием местного изгиба, разгружающего переход от шва к основному металлу.

Результаты испытания сварных нахлесточных соединений приведены в табл. III. 6.

					Т а б л и ц а I I I . 6
Результаты, вибрационных испытаний сварных нахлесточных соединений
		из стали JVI16C
			Эффективный	Приведенный предел
	Образец		коэффициент	выносливости сг0
			концентрации
			3	кгс/мм2	%
Из основного металла			1,0	20,0	100
С фланговыми швами			3,7	6,7	34
С лобовыми	швами при соотноше­		3,0	8,0	40
нии катетов 1	1
То же при	соотношении катетов		2.4	9,7	49
1 : 2
То ж е,с дополнительной механиче­			2,3	10,2	51
ской обработкой
То же, при утолщенных накладках,
соотношении катетов 1		: 3,8 и допол­	1.0	20,0	100
нительной механической обработке
Соединение	встык,	усиленное	2,4	9,7	49
накладками

Эти результаты свидетельствуют об очень низкой вибраци­ онной прочности сварных нахлесточных соединений, многие из которых по вибрационной прочности уступают даже клепаным соединениям.

Самая низкая вибрационная прочность наблюдается у соеди­ нений с боковыми швами. Разрушение таких соединений всегда происходит в сечении по основному металлу, расположенному у концов сварных швов. Это объясняется тем, что концентрация напряжений в этом сечении наиболее значительна. Максимальные

напряжения	имеют место	__:_____________ ___
в точках,	расположенных

уконцов швов. Именно здесь

иначинаются разрушения. Соединения с лобовыми

швами		также			характеризу­
ются	низкой				вибрационной
прочностью,				хотя		она		и не­
сколько выше, чем в случае
нахлесточного					соединения
с боковыми				швами.			Разру­
шение соединения с лобовыми
швами всегда					происходит по
основному			металлу				и	начи­
нается в наиболее перенапря­
женных точках, расположен­
ных	на		границе				лобовых
швов. Применение швов с раз­
ными	катетами					несколько
снижает		концентрацию на­							Фиг. III. 11. Диаграмма значений преде-.
пряжений			соединения					и по­	лов выносливости для различных соеди­
вышает		его			вибрационную				нений из малоуглеродистой стали.
прочность.				Однако эта				мера

является малоэффективной. Даже применение механической

обработки	поверхности	сварных	соединений	в месте	перехода
от швов	к основному	металлу	не может	должным	образом

снизить концентрацию напряжений и повысить вибрационную прочность. Результаты исследований показали, что вибрационная прочность сварного нахлесточного соединения может быть повы­ шена до вибрационной прочности основного металла. Но при этом необходимо толщину накладок увеличить в два раза по сравнению с требуемой по условиям их прочности, увеличить размеры свар­ ных швов и принять соотношение их катетов около 1 4 и, кроме этого, обеспечить плавный переход дополнительной механической обработкой. Но в этом случае полностью пропадает основное пре­ имущество сварного нахлесточного соединения: простота его изготовления; поэтому применение всех перечисленных мер вряд ли может быть признано целесообразным.

Низкие характеристики вибрационной прочности нахлесточных соединений могут служить объяснением причин появления преждевременных разрушений некоторых сварных конструкций, воспринимающих переменные нагрузки (мостовых кранов, под­ крановых балок, пролетных строений железнодорожных мостов и т. п.), в которых эти соединения иногда допускались в сильно напряженных участках главных элементов конструкций. Опыт эксплуатации таких конструкций^ослужил основанием для того, чтобы отказаться от применения нахлесточных соединений в ответственных узлах и допускать их только для второстепенных слабонагруженных узлов сварных конструкций (для связей и других вспомогательных элементов).

На фиг. III. 11 дана общая оценка вибрационной прочности различных сварных соединении, составленная на основании при­ веденных выше данных.

§ 5. Меры повышения прочности сварных конструкций

При оценке прочности различных по форме сварных соедине­ ний необходимо учитывать концентрацию напряжений и ее влия­ ние на прочность в зависимости от вида нагрузки.

При статических и ударных нагрузках концентрация напря­ жений за исключением некоторых особых случаев на прочность влияния не оказывает..

Поэтому при действии статической и ударной нагрузок в усло­ виях нормальных температур в конструкциях могут быть исполь­ зованы все обычные формы сварных соединений, в том числе и сварные соединения внахлестку, которые обеспечивают более простые условия сборки.

При вибрационной нагрузке' необходимо применять более совершенные формы сопряжений. В этих случаях, как было ука­ зано ранее, следует избегать применения соединений внахлестку. Наилучшим типом соединения будет соединение встык, характери­ зующееся наименьшими изменениями формы. Для стыковых соеди­ нений дополнительная механическая обработка поверхности не является обязательной и может применяться только для исправле­ ния поверхностных дефектов.

Большого эффекта в повышении вибрационной прочности можно достичь применением поверхностного наклепа. Эта мера получила широкое применение в конструкциях машиностроительного типа, для которых действие вибрационной нагрузки является наиболее характерным. Для многих машиностроительных конструкций разработаны определенные режимы осуществления поверхност­ ного наклепа (например*, дробеструйной обработки), которые получили достаточную проверку на практике.

В строительных конструкциях, для которых нагрузка может характеризоваться не только наличием отдельных переменных

составляющих, но также и значительной долей постоянной со­ ставляющей, применение поверхностного наклепа не дает такого положительного эффекта, как в машиностроении. Это объясняется тем, что степень повышения вибрационной прочности при наклепе проявляется главным образом при большом количестве циклов переменной нагрузки, что характерно для конструкций машино­ строительного типа. При малом количестве циклов эффект при­ менения наклепа понижается. Кроме того, наклеп понижает пла­ стичность металла, что может быть нежелательным для конструк­ ций, работающих в условиях низких температур. В этом случае, как показали результаты ряда исследований, весьма полезным для прочности конструкций оказывается их предварительное нагружение, которое должно производиться при положительной температуре. Предварительное нагружение оказывается также полезным и для конструкций, работающих в условиях вибрацион­ ной нагрузки; поэтому его можно рекомендовать, как меру повы­ шения прочности сварных соединений при любых условиях экс­ плуатации. В качестве такого предварительного нагружения вполне целесообразным является пробное испытание ' конструк­ ций, производимое при сдаче их в эксплуатацию.

ОСНОВЫ РАСЧЕТА ПРОЧНОСТИ и в ы н о с л и в о с т и СВАРНЫХ КОНСТРУКЦИЙ

§ 1. Работа стали при однократном растяжении, сжатии и изгибе

При статическом действии нагрузки и равномерном распре­ делении напряжений по сечению диаграмма растяжения для малоуглеродистой стали типа марки Ст. 3 имеет вид, показанный на фиг. IV. 1. Из диаграммы видно, что процесс растяжения можно разбить на три стадии:

I. стадия упругой работы стали (I), ограниченная предело пропорциональности ст„ц, равным у стали Ст. 3 апц —20 кгс/мм2 (дан/лш2); при этом относительное удлинение е = 0,1%.

II. стадия -упруго-пластической работы стали — до дефор­ маций, равных е = 2,54-3%;

III. стадия самоупрочнения стали — от конца площадки теку­ чести до точки фактического разрушения, т. е. до деформаций, равных е = 22 ч-30%.

Предел текучести отявляется очень важной характеристикой для таких материалов, как строительная сталь: при достижении материалом напряжений, соответствующих площадке текучести, т. е. ат, материал получает недопустимые в стальных конструк­ циях остаточные деформации. Таким образом, предел текучести определяет предел несущей способности стали, а потому является пределом расчетных напряжений.

Стадия самоупрочнения стали (пластической работы) для надежности конструкции очень важна, так как она представляет собой огромный резерв прочности, отделяющий момент фактиче­ ского разрушения от момента прекращения нормальной эксплу­ атационной работы. Для строительной углеродистой стали предел текучести атсоставляет 55—60% от временного сопротивления (предела прочности) ов.

Работа стали при сжатии коротких элементов аналогична ра­ боте ее при растяжении с той лишь разницей, что при разрушении

стали от растяжения происходит сужение поперечного сечения (образование «шейки»), а в случае сжатия — сплющивание с по­ следующим разрушением от трещин и поперечного растяжения. Работа стального симметричного стержня на изгиб при возраста­ нии изгибающего момента показана на фиг. IV. 2, а.

Стадия упругой работы стали продолжается примерно до мо­ мента достижения в крайнем волокне элемента напряжений,

	соответствующих пределу		текуче­	о; кгс/мм*		°L
	сти ат(фиг. IV. 2, б).		упруго­	Ь0\——————
	Далее следует стадия					V
	пластической	работы стали, при		^т
	которой в средней части сечения
	элемента происходят только упру­				Ш
	гие деформации, а в крайних во­
	локнах — как упругие, так и плас­			Е
	тические (фиг. IV. 2, в). Эта стадия
	продолжается до тех пор,		пока во	4 в	12	16 20 £,%
	всех волокнах	элемента напряже­
	ния не достигнут предела		текуче­	Фиг. IV. 1. Диаграмма растяжения
	сти (фиг. IV. 2, г). Тогда элемент
				для стали марки Ст. 3.

начинает сильно деформироваться и образуется так называемый шарнир пластичности или текуче­

сти (фиг. IV. 2, д); при этом изгибающий	момент
М = WaT.	(IV. 1)

Это явление продолжается до тех пор, пока крайние волокна не перейдут в стадию самоупрочнения.

Последней является стадия самоупрочнения стали, при кото­ рой начинается дальнейший рост напряжений (фиг. IV. 2, 3, е).

Для прямоугольного сечения высотой h и шириной b пласти­ ческий момент сопротивления равен сумме статических моментов верхней и нижней частей сечения:

Wn = St + S H= 2Smayi = 2 - ^ b ^ - ^ ^ f .

(IV. 2)

При упругой работе момент сопротивления прямоугольного се­ чения

W = ^ - .

(IV. 3)'

Следовательно, для балок прямоугольного сечения
Wn = 1,5Г.	(IV. 4)

Строительные Нормы и Правила (СН и П) разрешают учиты­ вать развитие пластических деформаций для разрезных балок постоянного сечения (прокатных и сварных), несущих статиче­ скую нагрузку, при условии обеспечения общей устойчивости балки (см. гл. VIII, 4). Для сварных балок кроме того отношение ширины свеса пояса над стенкой к его толщине не должно пре­ вышать 10, а отношение расчетной высоты стенки h0 к ее тол­ щине 6ст не более 80 для конструкций из стали марки Ст. 3. При расчете по W" касательные напряжения в месте наибольшего изгибающего момента не должны превышать 0,3# или 0,3.[о], где [ а ] — допускаемые напряжения стали, кгс/см2. Вводимая в расчет величина Wn не должна превышать

Wn < 1,2W

(IV 5)

Для прокатных двутавровых и швеллерных профилей следует принимать:

при изгибе в плоскости стенки

Wn = 1,121F;

(IV.6)

при изгибе параллельно полкам
Wn = 1,2W.	(IV.7)

При наличии зоны чистого изгиба соответствующий момент сопротивления принимается равным

0,5 (W + Wn).

(IV.8)

§ 2. Методика расчета по предельному состоянию

Для стальных конструкций установлено два расчетных пре­ дельных состояния:

1)первое расчетное предельное состояние, определяемое несу­ щей способностью (прочностью, устойчивостью или выносли­ востью); этому предельному состоянию должны удовлетворять все стальные конструкции;

2)второе расчетное предельное состояние, определяемое раз­ витием чрезмерных деформаций (прогибов и перемещений); этому предельному состоянию должны удовлетворять конструкции,

в которых величина деформаций может ограничить возможность их эксплуатации.

Основным требованием при расчете конструкций по первому

предельному состоянию является условие неразрушимости
N < Ф,	(IV. 9)

где N — расчетное усилие в элементе конструкции;

Ф— предельное его сопротивление, отвечающее моменту потери несущей способности и прекращения эксплу­

атации.

Функция Ф зависит от размеров элемента, сопротивления мате­ риала и условий работы элемента

Ф = Fom,	(IV. 10)
где F — геометрический фактор сечения элемента	(площадь,
момент сопротивления);

т— коэффициент условий работы, характеризующий осо­ бенности условий работы одних элементов или соору­

жений по сравнению с другими (см. приложение IV, табл. 2);

а — предельное напряжение элемента.

За предельное напряжение элемента, отвечающее моменту потери несущей способности, для мягких сталей принимается предел текучести аТ. Фактические пределы текучести могут иногда отличаться от их нормативных значений, указанных в табл, 1.1; поэтому для получения наименьшего предела текучести, называе­ мого расчетным сопротивлением стали R, нормативный предел

текучести От помножается на коэффициент однородности k

	R = kaHTJ	(IV. 11)
Коэффициент	однородности, характеризующий однородность
материала, для	малоуглеродистых сталей (Ст. 0—Ст. 4)	прини­
мается равным	0,9, для низколегированных — 0,85. В	нормах

проектирования в этом коэффициенте учитывается влияние допу­ сков проката.

Значения расчетных сопротивлений R, установленные СН и П, приведены в табл. IV. 1.

Расчетные нагрузки принимаются несколько больше норма­ тивных и определяются как произведение нормативной нагрузки на коэффициент перегрузки п, учитывающий возможность пре­ вышения фактической эксплуатационной нагрузки по сравнению с ее нормативным значением (величины коэффициентов п при­ ведены в приложении IV, табл. 1).

Исходная расчетная формула для какого-либо элемента кон­ струкции имеет следующий вид:

N = FRm,

Расчетные сопротивления прокатной стали

		Углеродистая
		сталь
	8$
Вид напряженного	и £
	0) .	н
состояния	Л К
	X X	и
	н к	с*	ю
	ST Ч
	<Х> (U
	й «	н	н
	р< ®	CJ	и

Низколегированная сталь

14Г2 и 15ГС
при толщине
проката,		мм	10Г2С, 10Г2СД,	15ХСНД	о
менее
					et
20 и					X
	21—32				о
					X

Растяжение, сжатие и из­ гиб .

Срез

Смятие торцовой поверх­ ности (при наличии пригон­ ки)

Смятие местное при плот­ ном касании

Диаметральное сжатие катков при свободном каса­ нии (в конструкциях с огра­ ниченной подвижностью)

R	2100	2300	2900	2800	2900	3400
Rep	1300	1400	1700	1700	1700	2000
R CM. m	3200	3400	4300	4200	4300	5100
R CM . м	1600	1700	.2200	2100	2200	2500
Rc. к	80	90	110	110	110	130

П р и м е ч а	н и е .	Значения расчетных	сопротивлений установлены:
а) для прокатной	углеродистой стали обыкновенного качества — сортовой стали
толщиной до 100 мм\ фасонной стрли толщиной до			20 мм\ листовой и широкополос­

ной стали толщиной до 40 мм', б) для прокатной низколегированной стали всех видов толщиной от 4 до 32 мм.

или, разделив на геометрический фактор F и учитывая, что рас­

четное усилие N = nNH, где NH— усилие в элементе от норма­ тивных нагрузок,

N Hn = Rm.

F

Так как -р-	ан и R = Oj-k, то
или	онп = Отkm,
	-К	«
			(IV. 12)
	0	-ЩГ<ат-
Величина	= % является	коэффициентом запаса для напря­

жения от нормативных нагрузок онпо отношению к нормативному

пределу текучести От.

Таким образом, методика расчета по предельному состоянию не имеет общего коэффициента запаса; последний заменен тремя

6Ô