Следует различать деформации и перемещения непосредственно в зоне сварных соединений и перемещения элементов конструкций в целом. Имеется пять следующих основных видов деформаций и перемещений в зоне сварных соединений, которые образуются вследствие высокотемпературного неравномерного нагрева металла при сварке.

Продольные пластические деформации. В любом прямолиней­ном или криволинейном сварном соединении имеется так называе­мая зона продольных пластических деформаций площадью FUJ], в которой во время нагрева при сварке возникают пластические деформации металла єпл в направлении движения источника тепла Ох (рис. 1). После полного остывания металл получает остаточное пластическое укорочение епл ост, которое распределено неравномерно по ширине зоны пластических деформаций 2Ьп (рис. 1). В этой зоне полоски металла стремятся укоротиться в направлении Ох на величину 8ПЛ 0С1, но не могут этого сделать из-за связи с остальными участками металла. Вследствие этого в них возникают остаточные напряжения растяжения, а в соседних участках уравновешивающие их напряжения сжатия. Ширина зоны растягивающих напряжений 2Ьр несколько меньше ширины зоны пластических деформаций 2Ьп. Остаточные пластические деформации епл - осх вызывают про-

дольную усадку сваренного элемента. Для наглядности действие продольных остаточных пластических деформаций заменяют дей­ствием фиктивной усадочной силы,

Рус. Она выражается через впл ост

следующей формулой:

т£ dF,

О)

Рус= S

р,<= s

Рис. 1. Распределение остаточных напряжений ох и остаточных пла­стических деформаций Є[1л. ост в сварной пластине из низкоуглеро­дистой стали

(3)

ус6 порядка 1000—1500 кал/см2 он близок к 7, при q/vc8 « 5000— 7000 кал/см2 он близок к 4. При значении 1000—5000 кал/см2 коэф­фициент находят линейной интерполяцией. Для сталей с пределом текучести более 30 кгс/мм2 величину усадочной силы следует уста­навливать на основе результатов специальных экспериментов. Если qlvz неизвестно, то для его определения можно исполь­зовать площадь поперечного сечения металла, наплавляемого при однопроходной сварке: f = (4)

а для случая пластины (рис. 1)

+ "п

;6 Edy. (2)

— ь„

Фиктивная усадочная сила яв­ляется одной из основных величин, используемых при расчетах пере­мещений, возникающих в конст­рукциях от сварки.

Усадочную силу Рус, кгс удоб­нее вычислять не по формулам (1) и (2), а через эффективную мощ­ность сварочного источника тепла q, кал/с и скорость сварки ис, см/с. Для случая однопроходной сварки низкоуглеродистых и низколегиро­ванных конструкционных сталей с пределом текучести до 30 кгс/мм2 используют формулу

Рус = (4 + 7)

Численный коэффициент в фор­муле (3), имеющий размерность кгс-см/кал, зависит от величи­ны удельной погонной энергии

Дг. При малых величинах q! vz8

................ 1 щ	rT“ і їх	$
L 2Ь~.
і"	X
1 1 : 2В ;
1 : 1 g 1 :	и ' 2bn
І І	*

где /^напл — площадь поперечного сечения наплавленного металла шва за один проход, см2;

Qv — коэффициент, зависящий от способа сварки, кал/см3; принимают:

Ручная электродуговая сварка................................. ..... 10 000—-12 000

Автоматическая и полуавтоматическая сварка в С02 9000

Автоматическая и полуавтоматическая сварка под

флюсом ОСЦ-45 и АН-42 ............................................. 15 000—16 000

Для конструкций из алюминиевого сплава АМгб усадочная

Рис. 2. Образование площади пласти­ческих деформаций при сварке двух угловых швов

сила в соединениях толщиной 5—12 мм при однопроходной сварке

б£, (5)

а в тавровых соединениях такой же толщины с одним угловым швом

JV~7X. (6)

При сварке втавр двумя угло­выми швами (рис. 2), уклады­ваемыми неодновременно, зона пластических деформаций от первого шва Fnnt увеличивается на А^плз • В качестве расчетной для сталей принимают погонную энер­гию сварки одного углового шва, увеличенную примерно на 20—40?/о:

РУС2 = (1,2ч-1,4)РУСі. (7)

Для прерывистых швов величину усадочной силы Рус. пр опре­деляют по формуле

Рус. np=PyJf, (8)

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

Формулы (3) и (5) справедливы для элементов большой жесткости, но ими можно пользоваться в случае приближенных расчетов и для конструктивных элементов ограниченной жесткости. При необ­ходимости усадочную силу для сталей можно подсчитывать пр формуле, учитывающей жесткость свариваемого балочного элемент^:
где Рус — усадочная сила, определяемая по формуле (3);

J — момент инерции площади поперечного сечения сварива­емой балки;

F — площадь поперечного сечения балки; е — эксцентриситет приложения усадочной силы по отноше­нию к центру тяжести поперечного сечения; ат — предел текучести металла.

Распределение остаточных пластических деформаций укорочения в аустенитных сталях и титановых сплавах имеет тот же характер, какой показан на рис. 1. Максимальные растягивающие напряже-

Рис. 3. Распределение остаточных напряжений в сварных соединениях сталей, испытывающих структурные превращения при низких темпера­турах: а — шов совпадает по химическому составу с основным металлом; 6 — аустенит- ный шов

ния в аустенитной стали достигают предела текучести стали, а в ти­тановых сплавах, как правило (0,6—0,7) ат, а в некоторых случаях и выше.

Величину усадочной силы для этих случаев следует определять на основании специальных опытов.

В высоколегированных сталях, структурные превращения в ко­торых при сварке могут происходить при температурах ниже 300— 400° С, распределение собственных остаточных напряжений имеет вид, показанный на рис. 3, а, б. Зона сжатия на рис. 3, а соответ­ствует шву и околошовной зоне, которые при сварке испытывали структурные превращения. В этом случае величина усадочной силы может меняться в очень широких пределах. В некоторых сталях элементы после сварки даже удлиняются, если площадь эпюры в зоне А больше площади эпюр Б; в основном металле при этом действуют растягивающие напряжения (штриховая линия). При применении аустенитного электродного металла для сварки сталей,

2 Под ред. Куркина С. А.

испытывающих структурные превращения в шве действуют напря­жения растяжения (рис. 3, б).

Поперечные перемещения кромок свариваемого металла, создаю­щие поперечную усадку. При сварке пластин металл во время на­грева расширяется как в направлении движения источника (ось Ох), так и в направлении оси Оу (рис. 4, б). Кривая перемещения v кромки одной пластины показана на рис. 4, а. В момент сварива­ния кромки достигают наибольшего сближения 2итах. Кристалли­зующийся металл фиксирует такое положение, в результате чего

Рис. 4. Образование поперечной усадки при однопроходной сварке встык

возникает поперечная усадка Дпоп. Величину Дпоп см вы­числяют по формуле

Дпоп = Л^^. (1°)

где а — коэффициент линей­ного расширения, ГС;

су — объемная теплоем­кость, ка л /(см3 • °С); q — эффективная мощ­ность сварочного ис­точника тепла, кал/с; vc — скорость сварки, см/с;

6 — толщина металла, см; А — численный коэффи­циент при сварке встык А = 1,0ч-1,2.

Формула (10) справедлива для низкоуглеродистых, низколеги­рованных и аустенитных сталей, для титановых и алюминиевых сплавов толщиной примерно до 16 мм, свариваемых с полным про­варом за один проход. Поперечная усадка при электродуговой однопроходной сварке встык металла толщиной до 3—5 мм состав­ляет обычно десятые доли миллиметра, толщиной до 16—20 мм — около 1—1,5 мм, а при электрошлаковой сварке — 3—8 мм и более.

Данные о величине поперечной усадки в более сложных слу­чаях многопроходной сварки имеются в работе [4].

При приварке к листу втавр или внахлестку угловыми швами других элементов: углового профиля, швеллеров, двутавров, лис­тов (см. рис. 8), также возникает поперечная усадка в листе тол­щиной 6П и размер В уменьшается на Дпоп. Поперечная усадка зависит от погонной энергии, вводимой в лист толщиной 6П, и глу­бины провара. Вводимую в лист погонную энергию подсчитывают ПО формуле ^ 26п

vc 26П “f* бс *

(її)

где q — эффективная мощность сварочного источника тепла, кал/с; q„ — мощность, вводимая в лист толщиной 6П.

Поперечную усадку при неполном проваре также подсчитывают по формуле (10) при подстановке в нее qjvc из формулы (11) и 6 = 6П, но коэффициент А зависит при этом от глубины провара.

1. Коэффициенты а и Ь в формуле (12) для подсчета А Способ сварки Погонная энергия, <7/t>c, кал/см Удельная погонная энергия q/v^b, кал/см2 а 6-Ю4, см2/кал Под флюсом на пе­ременном токе 2500—5300 13 000—14 000 Любая 0,15 0,06 1,14 0,85 — 3500 <2000 2000—4600 >4600 0,15 0,12 1,0 1,14 2,45 0 В среде С02 ~ 2600 <900 900—4000 >4000 0,15 0,12 1,0 1,14 2,45 0 ~ 2000 <300 300—3600 >3600 0,15 0,12 1,0 1,14 2,45 0

Чем меньше провар, тем меньше А. Ориентировочно по данным В. В. Шипа величину А можно определять по формуле, пользуясь, данными табл. 1:

А = а + Ь(12)

Величину при подсчете А берут в кал/см2.

Угловое перемещение Р, вызванное неравномерной попереч­ной усадкой по толщине листа. Возникает при сварке встык, наплавке валиков (рис. 5, а, б), а также при сварке угловыми швами (рис. 5,'в, г). Величина р зависит от отношения глубины провара Н к толщине б, формы провара и его ширины В. Ориентировочные величины р при сварке сталей можно определить по номограммам, приведенным в РТМ [4]. Суммарный угол грибовидности полки от двух угловых однопроходных швов в тавровом соединении из алюминиевых сплавов^АМг5В, АМгб и АМгбІ можно определить по номограмме на рис. 6. Эти данные получены при толщинах полос 10, 16, 30, 40 мм и соответственно толщинах стенок 8, 10 и 20 мм; швы с катетами 6—10 мм на полках до 20 мм сваривались элек­тродной проволокой диаметром 2 и 3 мм, с катетами 10—14 мм на полках более 20 мм — проволоками 3 и 4 мм. Сварка автоматиче­ская в лодочку на токах 230—450 А с проплавлением вершины угла.

Смещение кромок листов А* в направлении толщины. Возникает главным образом при сварке кольцевых швов оболочек различной жесткости без прихваток (рис. 7). Край листа более гибкой оболочки

Рис. 5. Угловые перемещения в плоскости, перпендикулярной шву

перемещается вследствие нагрева в радиальном направлении на большую величину, чем кромка жесткого шпангоута. Такое neper

Рис. 6. Номограмма для определения углового перемещения от неравномерной поперечной усад­ки для алюминиевых сплавов при сварке двух угловых швов

метение фиксируется швом. Перемещение W тем больше, чем меньше жесткость оболочки, больше коэффициент ли­нейного расширения ме­талла и его теплопро­водность. На тонкостен­ных ' алюминиевых обо­лочках (б = 2-^-6 мм) остаточное смещение А* может достигать 1 мм и более.

Смещение одного сва­риваемого элемента А* относительно другого в направлении движения источника тепла возни­кает при приварке края листа к другому листу в его средней части вслед­ствие различного перемещения точек края и середины листа (рис. 8) даже в случае ввода тепла пропорционально приведенным толщинам свариваемых элементов, т. е. 2бп и 6С. После сварки край листа (рис. 8, а) или стенки (рис. 8, б) оказывается смещенным относи­тельно другого листа в направлении движения источника тепла. Величина А* может составлять при сварке металла толщиной

5—10 мм несколько десятых долей миллиметра. При преимуще­ственном вводе тепла в край листа перемещение А* может быть и значительнее.

Рис. 7. Перемещения w в зоне кольце­вого шва цилиндрической оболочки из алюминиевого сплава:

Профиль кромки после сварки

ifO мм

а — временные в процессе сварки, источник тепла находится в точке О; б — остаточные; /и 2 — места установки индикаторов и кри­вые, соответствующие их показаниям

W ММ 44-

И

Перечисленные выше деформации и перемещения в зоне свари­ваемых элементов являются причиной перемещений в элементах конструкций. Рассмотрим наиболее характерные случаи.

	---------- L	А
			1
	в		8

а) 5) Рис. 8. Соединения внахлестку и втавр, выполненные угловым швом

Перемещения при сварке пластин. Рассмотрим вначале случай сварки двух длинных пластин различной ширины, соединяемых за один проход (рис. 9). После сварки и полного остывания воз­никнут пять видов перемещений.

(13)

Продольное укорочение пластин Апрод от усадочной силы Рус определяют по формуле

Д

прод gf

где F — площадь поперечного сечения, равная 6В;

б — толщина пластин; Рус определяют по соответствующим формулам, приведенным выше»

Продольное укорочение, как правило, невелико и затруднений при производстве сварных конструкций обычно не создает.

Изгиб в плоскости пластин от усадочной силы Рус, создающей на плече е изгибающий момент М = Русе.

Прогиб подсчитывается по формуле

лш

(14)

Ї

8EJ

PyceL2

8EJ.

где е — эксцентриситет усадочной силы относительно центра тя­жести поперечного сечения.

Рис. 9. Пластины шириной и В2, сваренные встык

Изгиб существенно зави­сит от длины L и ширины пластин В может дости­гать нескольких милли­метров.

Поперечное уко­рочение размера В от поперечной усадки шва Дпоп.

При наличии прихва­ток или жестких закреп - Дпоп. пл будет Примерно

лении поперечное укорочение пластины равномерным по длине шва, т. е.

^ПОП. ПЛ = ^ПОП» (15)

где Дпоп определяется по формуле (10) и оно практически мало зависит от размеров прихваток и жесткости закреплений.

^поп. пл ^поп + ^

Если пластины во время сварки не скреплены и могут пере­мещаться в плоскости одна относительно другой, то поперечная усадка будет неравномерна по длине шва:

вр>

(16)

где Двр — временное перемещение, различное по длине шва, возни­кает к моменту сваривания пластин в рассматриваемой точке.

При сварке узких пластин зазор может открываться и тогда Дпоп и Двр будут разного знака. При сварке широких пластин, собранных с зазором, зазор может закрываться, и в этом случае Дпоп и Двр будут одного знака. Об определении Двр см. работу [5].

Угловой поворот Р одной пластины отно­сительно другой вокруг оси, шва Ох. Удовлетворитель­ных формул для вычислений р не имеется, она зависит от скорости сварки, толщины металла, погонной энергии сварки. Может нахо­диться для толщин металла 4—16 мм в пределах от нуля до несколь­ких градусов. Легко определяется экспериментальным путем при конкретных условиях сварки.

Потеря устойчивости под действием уса­дочной силы Рус. Сваренные пластины теряют устойчивость под действием собственных напряжений сжатия. В протяженных пластинах толщиной до 4—6 мм выход из плоскости может дости­гать десятков миллиметров и более. В пластинах толщиной 8—10 мм и более выход из плоскости измеряется обычно миллиметрами, хотя в длинных полотнищах может быть также значительным.

Сварка тонкого металла до 3 мм должна проводиться в зажим­ных приспособлениях для предотвращения потери устойчивости листа в процессе сварки и образования поперечного смещения Д*. Об определении перемещений от потери устойчивости см. ниже.

В случае сварки пластин за два — четыре прохода характер перемещений остается тем же. Продольное укорочение, изгиб и потеря устойчивости также меняются мало. Поперечное укорочение

Л Л J L

д)

в) 1

L г)

Рис. 10. Сварные соединения, при выполнении которых возникают по­перечная усадка и угловые перемещения

возрастает и зависит от числа слоев. Угловой поворот |3 зависит от порядка укладки слоев и в случае сварки с двух сторон может быть получен близким к нулю. Величины Дпоп. пл и Р в рассматри­ваемом варианте надежнее определять экспериментально.

При многослойной сварке пластин большой толщины суще­ственны поперечная усадка и угловой поворот. При сварке с одной стороны угол р может достигать нескольких градусов.

Перемещения при приварке различных элементов к листам. К листам могут быть приварены элементы различного конструк­тивного оформления (рис. 10). В простейшем случае, когда прива­риваемые элементы закреплены прихватками (рис. 10, а, б), сварка углового шва создает три вида деформаций в зоне сварного соеди­нения: продольную усадку, поперечную усадку Дпоп и угловой поворот р.

В результате продольной усадки сварного соединения возни­кают продольное укорочение Апр0д и изгиб /. Определение этих двух видов перемещений будет рассмотрено ниже.

Величина поперечной усадки Дпоп зависит от погонной энергии сварки, вводимой в лист. При однопроходной сварке количество вводимого тепла в лист на единицу длины шва qjvz определяют по приближенной формуле (И).

Тепло, попадающее в единицу длины ребра, приближенно вычи­сляется по формуле

5р = І (17)

ос 26п + бр vc’ (и>

Поперечную усадку Дпоп вычисляют приближенно по фор­муле (10). Как указано выше, при неполных проварах необходимо вводить поправочный коэффициент Л, определяемый в зависимости от условий сварки по формуле (12) и данным табл. 1. Поперечная

3 1 2 UL

усадка Дпоп сосредоточена в пределах небольшой зоны Б, равной четырем - шести катетам шва. Между тем, оче­видно, это приводит к сокращению раз­мера В на величину Дпоп в случае на рис. 10, а и на величину 2ДП0П в случае Рис. 11. Многослойный угло - на рис. 10, б. При большом количестве вой шов швов (рис. 10, д) поперечные усадки от

отдельных швов суммируют; в данном случае размер В сократится на 8ДП0П - При многослойной сварке углового шва поперечная 'усадка в листе 6П от каждого валика суммируется (рис. 11). Трудности расчетного определения заклю­чаются в том, что для расчета необходимо знать долю тепла, попа­дающую в лист, и влияние усадки от предыдущих слоев.

При укладке валика 2 рядом с валиком 1 при одинаковой погон­ной энергии поперечная усадка Дпоп2 от валика 2 может быть опре­делена по формуле

Дп0п2 == 0,8ДПОП!» (1®)

где Дпоп! — поперечная усадка листа от валика 1.

Валик 3 поперечную усадку практически не увеличивает. Если после валика 1 укладывают валик 3, а лишь затем валик 2, то усадка от валика 2 составляет около 60% усадки ДП0П1 от валика 1.

Угловые швы создают угловой поворот р (рис. 10, а, б), об опре­делении которого сказано выше.

Если привариваемый элемент не закреплен (рис. 10, в), то помимо образования в листе угла |3 возникает поворот ребра отно­сительно листа на угол о. Угол со возникает вследствие попереч­ной усадки шва. Достаточно надежных формул для его определения не имеется.

Двусторонние угловые швы (рис. 10, г) создают углы поворота Pi и Рг от каждого из швов.

Перемещения при сварке балок. В балках наиболее существенны в практическом отношении следующие виды перемещений: изгиб, закручивание, грибовидность полок и потеря устойчивости. Имеет место также продольное укорочение балок, однако оно обычно не вызывает производственных затруднений. Изгиб балок возникает от продольных и поперечных швов (рис. 12, а).

Рис. 12. Поперечное сечение двутавровой и тавровой балок с по­перечными и продольными швами

Прогибы от продольных швов определяют, используя величины фиктивных усадочных сил Рус. Для каждой из усадочных сил нахо­дят свое плечо до центра тяжести площади поперечного сечения балки. Например, на рис. 12, а балка имеет швы К у нижнего пояса и швы /(г у верхнего. Соответственно по формуле (3) находим силы Рус, и РУс2, которые образуют момент, имея плечи ех и е2. Суммарный прогиб находим по формуле

Pvc e^L2 Pvc e2L2

/прод2=/і~/:2=-Щ^ 8EJy ’

где L — длина балки;

Jу — момент инерции площади поперечного сечения балки относительно оси у — у.

В тех случаях, когда изготовление балки ведут, собирая и сва­ривая последовательно стенку с нижним поясом (рис. 12, б), а затем с верхним, то прогибы определяют отдельно для тавра при сварке

швов Ki и для двутавра при сварке швов /С2. Прогиб для тавра

„ Pycie'iL[1]

^= 8EJy, ’

где Jfy* — то же, что Jy, но относительно оси у' — у'. Суммарный прогиб

/прод2 =/l ”"/2* (21)

РусЛ	. py4L
EF	1 EF •
и сварки
р і 'ус/-'	1 РУЧ^
EF' 1	1 EF ’

Продольное укорочение находят по следующим формулам. В случае полной сборки и сварки балки

Дпрод2 = Дпроді + Дпрод2 = ~~рр 1 1Гр • (22)

Дпрод2 — ^проД! + ^прода — рр, 1 , (23)

где F — площадь всего поперечного сечения балки;

F' — площадь сечения тавра (рис. 12, б).

Прогибы и укорочения возникают также от поперечных швов. Для определения прогибов от поперечных швов вначале необхо­димо найти углы излома балки ф в сечениях, где расположёны поперечные швы. Рассмотрим порядок определения углов ф и про­гибов f на примере балки, показанной на рис. 12, а и 13, а. Углы

излома определяют отдельно от каждого поперечного шва. Опре­

делим угол излома ф3 от швов 5:

фз ^ Дпопз ~Т^ • (24)

Jy

Величина Дпопз является поперечной усадкой от двух угловых швов <3, приваривающих ребра толщиной бр с двух сторон к верх­нему поясу 2 толщиной бп2.

С учетом формул (10) и (И) имеем

Д — 2Д 2А — ^П2 — 2А — ^ ^па /осч

ДПОПз - 2Апоп - ZA су - ZA су + . (25)

р

Величина Sn2 является статическим моментом площади верхнего пояса Fn2 относительно центра тяжести балки (рис. 12, а):

Величина Дпоп. является поперечной усадкой от четырех швов 4. С учетом формул (10) и (11) имеем

а <7 28с (28)

су чсбс 2бс + 6р •

Дпоп* — 4ДППП — 4 А

Величина S, является статическим моментом площади части

Р

стенки, где приварены швы 4, относительно центра тяжести балки (рис. 12, а):

5, =/рбсер. (29)

Рис. 13. Изгиб балки от поперечной усадки поперечных сварных соединений

Суммарный угол излома балки ср от одной пары ребер составит

ф = Фз + Ф4- (30)

Определение прогиба /поп балки производят с учетом геометри­ческих соотношений на рис. 13. Каждый излом ф дает на своем плече соответствующий прогиб. Их необходимо суммировать:

/по» = Ф^ + ф4/ + фЗ/ + ф2^ + ф/. (31)

В случае, если одно из ребер находится точно посередине длины

балки, прогиб от него вычисляют по формуле

f —1 L.

I поп. центр 2^2’

так как в этом случае угол ф делится пополам (рис. 13, в).

Для вычисления укорочения балки от поперечных швов вна­чале необходимо найти укорочение балки от одной пары ребер, а затем умножить его на количество пар ребер. Укорочение балки от одной пары ребер составит

^прод. р = Дпопз —р' “Ь Дпоп4 “-р“• (33)

Из структуры формулы (33) следует, что поперечная усадка умно­жается на отношение площадей, одна из которых является площадью поперечного сечения участка, где произошла усадка, а другая — площадью поперечного сечения F балки.

Рис. 14. Балка с несимметричным расположением продольных и поперечных швов

Прогибы от продольных и поперечных швов суммируют с учетом их знака:

fs=fl ft f поп* (34)

При несимметричном расположении продольных и поперечных швов балки изгибаются в двух плоскостях (рис. 14). Перед вычис­лением прогибов необходимо вначале определить положение глав­ных центральных осей / и 2, относительно которых моменты инер­ции и J2 являются максимальными и минимальными. Зная Рус от продольного шва, а также плечи действия этой силы ех и е2 отно­сительно осей 1 и 2, вычисляют прогибы /х и /2 от усадочной силы:

Р усе1^2

(35)

h

/х =

8 EJt

Py&L2 8F:J2

Прогиб от поперечных швов вычисляют через углы излома. Определение углов излома проводят после определения величин е1п и #2п» которые являются расстояниями от центра тяжести части

сечения, испытавшей поперечную усадку Д|ЮП (в данном случае полка швеллера), до осей 1 и 2:

(36)

где Sj = Fnelu — статический момент площади сечения полки отно-

сительно оси /;

S2 = Fnein — то же относительно оси 2;

Лпоп — поперечная усадка полки от приварки ребра. Далее проводят суммирование прогибов / от отдельных ребер, как это было показано в предыдущем примере.

Закручивание балок от сварки является сложным, мало изу­ченным явлением. Некоторые случаи закручивания балок описаны в книге [2].

При сварке балок возникает также грибовидность полок при приварке их к поясам. Описание этого явления было дано выше (см. рис. 10, в, г). Потеря устойчивости, если и возникает, то охва­тывает обычно только стенку, так как стенка, как правило, более тонкая, чем пояса. Вопросы потери устойчивости рассмотрены ниже.

Потеря устойчивости элементов конструкций. Устойчивость те­ряют главным образом листовые элементы, в которых возникают собственные напряжения сжатия, превышающие критическую вели­чину. Практически могут иметь место два расчетных случая: необходимо определить, наступит потеря устойчивости или нет в тех или иных конструктивных элементах после сварки;

какова величина перемещения в случае потери устойчивости.

В первом случае необходимо определить схему действия сил усадки, вычислить для этого случая напряжения сжатия, опреде­лить условия закрепления по контуру элемента, теряющего устой­чивость, и сравнить напряжения сжатия с критическими. На рис. 15 показано несколько примеров. В двутавровой балке (рис. 15, а) может возникнуть потеря устойчивости вертикальной стенки вслед­ствие действия двух усадочных сил от поясных швов. Напряжения сжатия можно определить, полагая, что усадочные силы 2Рус на некотором расстоянии от концов балки воспринимаются всем сече­нием балки Fq.

Стенку можно рассматривать как длинную пластину, жестко заделанную по двум продольным кромкам (рис. 15, б).

кр

а,

Критические напряжения в длинной пластине вычисляют по следующей формуле:

Если осж > окр, наступит потеря устойчивости.

Аналогичным образом может быть проверена устойчивость пояса, если он тонкий и широкий. Напряжения сжатия асж также вычис­ляют по формуле (37). Пояс в расчетном отношении представляет собой длинную пластину шириной В/2, жестко заделанную по

Гус

где

Ч)

//////////У///////////УУУУУУУ,

X////////S///S///////////////. 1 ГІ * J h L °Г, гш % Ш

г)

	Z//////////S	У/////////УУУУ//^
	Oa|esa
9tm

-беж

В)

Є) ж)

Рис. 15. Случаи потери устойчивости в листовых элементах сварных конструк­ций

одной стороне (рис. 15, в). Критические напряжения в этом случае вычисляют по формуле

1,33л2£ ( 26 2 Qfy

КР 12(1-ц,*)В

Нередко при вварке круглых элементов в лист возникает потеря устойчивости листа из-за окружных напряжений сжатия (рис. 15, г), создаваемых радиальными напряжениями растяжения. При сравни­тельно небольших радиусах швов гш (примерно до 5 см) после сварки

действуют радиальные напряжения растяжения ог (рис. 15,д), равные аТ/У3, где ат — предел текучести металла. Критические напряжения (7,кр, вызывающие потерю устойчивости в большой пластине (рис. 15, д), определяют по формуле

“ ' 6 (40)

''кр 12 (1 — ц.2) гш + 6п

Рис. 16. Изменение сил Р и про­гиба w в зависимости от переме­щения и

где Ьп — половина ширины зоны пластических деформаций при сварке; ее можно приближенно определить по формуле

ь„ Pv

ус

2ат6 ‘ ' '

Усадочную силу следует опре­делять по формуле (3). Если

(Ту

%><7§ возникает потеря устой­чивости.

Вварка круглых плоских днищ в цилиндрические оболочки может сопровождаться потерей устойчи­вости днищ, как показано штри­ховой линией на рис. 15, е. Уса­дочная сила Рус, действующая по окружности, из-за малой жестко­сти оболочки на изгиб практически полностью воспринимается днищем. Поэтому асж на рис. 15, ж

= (42)

Критические радиальные напряжения в случае жесткой заделки края днища определяют по формуле

<Ч„=М9то7?^(тТ. (43)

'Кр

12(1—и?)

• — Е ■ 2F I с zrn»

где L г— длина балки.

Определение величины перемещений после потери устойчивости требует - более сложных расчетов. Рассмотрим порядок расчета на примере вертикальной стенки двутавровой балки (рис. 15, а). После потери устойчивости величины усадочных сил, воспринима­емых отдельно поясами и стенкой, будут зависеть от продольного укорочения балки и, отложенного на рис. 16 по горизонтальной оси. Пусть прямая Р„ (рис. 16) выражает закон изменения силы в поясах в зависимости от перемещения конца балки:

Закон изменения силы в стенке Рс до момента потери устой­чивости в точке D будет также линейным. Далее, за точкой D необ­ходимо построить криволинейный участок изменения силы Рс. Для этого необходимо располагать соответствующей математической

А-А

ч

ГЦентр приложения усадочного усилия

Рис. 17. Искривление сваренных встык пластин

зависимостью. Если она отсутствует, то приближенно можно пола­гать, что за точкой D будет Рс = const. Строят суммарную кривую

(45)

Pz = Pn + Pc

	75ММ >	V
150	Л	/
//		"300
	'<*=.	500мм I

0,012 0,008 о, т

б = 1,5мм’, 2Ьпр - ЬОмм

50 д, кгс/ммг

Точка А является точкой равновесия. Если известно перемеще­ние листа из плоскости w в зависимости от продольного его укоро­чения и, то напротив точки А отыщется на кривой w вели­чина Штах, которая является максимальным перемещением точек стенки после потери устойчивости.

				Ч-"Г
	уЬ»,р=3(	9ММ 0		А			S-1mmv
		&					Л5^ <2

0,008

0,004-

5, мм О

200

В, мм о

10

Рис. 18. Зависимость кривизны пластины от расчетных напряжений а, половины ширины пластины В, толщины б и половины ширины расчетной зоны пластиче­ских деформаций Ьпр при Е— 2,1 -10е кГ/см2, л = 0,3

Аналогичным образом можно определить перемещение центра днища на рис. 15, е> откладывая на графике силу, воспринимаемую оболочкой в зависимости от радиального перемещения и, силу, воспринимаемую днищем, и суммарную силу, которая в точке равновесия А должна быть равна Рус. Зная закон выпучивания днища в зависимости от радиального перемещения и, можно определить wmax (см. рис. 15, е).

При сварке листов встык практически всегда имеет место потеря устойчивости. Величина искривления зависит от толщины металла 6,

ширины листов 2В, расчетного напряжения в зоне пластических р деформаций о = 2^, ширины зоны пластических деформаций 2Ьп. На рис. 17 показана форма искривления пластин после сварки, а на рис. 18 зависимость кривизны На от основных параметров. Перемещения в оболочках. Наиболее значительны перемещения в тонкостенных оболочках. После сварки кольцевых швов цилин­дрических оболочек возникает сокращение периметра оболочки вблизи сварного соединения. На рис. 19, а показан характер кри­вой перемещения на оболочке диаметром 145 см, 6 = 1,5 мм из нержавеющей стали. Максимальный прогиб в шве wm приближенно

						WL

мм 0 0 2

п30 -%0

О

40

80 мм

Рис. 19. Остаточные перемещения в зоне кольцевого шва цилиндрической оболочки

7

2І.

ЕЕ—

S)

можно определять для стальных и титановых оболочек по формуле, полученной на основании расчетной схемы на рис. 19, б:

= —[і — 1 Е L

kPv

(46)

^ kp 2а б Є т - COS;

2сттб

где г — радиус оболочки;_______________

k=Yls^~- (47)

В случае сварки кольцевым швом элементов разной жесткости без прихваток (см. рис. 7) возникает в процессе сварки различное радиальное^перемещение свариваемых кромок. Образуется так назы­ваемая ступенька Аг (см. рис. 7), которая может достигать, напри­мер в конструкциях из алюминиевых сплавов, величины до несколь­ких миллиметров. В металлах с умеренной теплопроводностью (стали, титановые сплавы) ступенька Дг обычно незначительная. При электрошлаковой сварке кольцевых швов переменная вели­чина поперечной усадки шва по периметру вызывает угловой излом продольной оси оболочек. Оси двух сваренных оболочек образуют некоторый угол, величина которого может быть различной в зави­симости от степени жесткости скрепления оболочек во время сварки.

Усадка продольных швов в коротких оболочках (обечайках) вы­зывает местное искривление прямолинейной образующей (рис. 20, а). Возникает прогиб /. В остальной части оболочка сохраняет правиль­
ную форму. Длинные оболочки типа труб изгибаются после сварки как обычные балки (рис. 20, б). Их прогиб может быть подсчитан по формуле типа (20).

Иус

Круговые швы на сферических оболочках вызывают различные искривления в зависимости от их положения на сфере. Экватори-

Рус

я;

Рис. 20. Перемещения в цилиндрических оболочках от продольных швов:

а — коротких; б — длинных

альные швы создают такие же перемещения, как и кольцевые швы в цилиндрических оболочках. Круговые швы относительно неболь­шого диаметра по сравнению с диаметром сферы (рис. 21, в) вызы-

Рис. 21. Остаточные перемещения при вварке элемента кру­говым швом: а, б — в цилиндрической оболочке; в — в сферической оболочке

вают приближение ввариваемого элемента к центру оболочки и местное искажение формы в зоне сварного соединения, сходное с перемещениями от кольцевого шва на цилиндрической оболочке. Криволинейные швы на цилиндрических оболочках (рис. 21, а, б) также создают усадку, вызывая приближение вваренного элемента к оси оболочки. При этом, естественно, происходит искривление как прямолинейной образующей, так и дуги окружности оболочки (рис. 21, а, б).