ВНУТРЕННИЕ УСИЛИЯ И ДЕФОРМАЦИИ ПРИ СВАРКЕ

Примеры расчета общих деформаций от продольной усадки швов в сварных балках

1- й пример. Найти продольное укорочение А/ сварной балки коробчатого сечения.

Поперечное сечение балки F = 131,78 см2 показано на фиг. 102. Длина балки /=5180 мм. Предел текучести стали ст = 2200 кГ/см2. Сварка под слоем флюса в лодочку, порядок выполнения швов накрест. Режим сварки: / = 700 a, U = 36 в, v = 32 м/ч, к. п. д. сварочной дуги т) = 0,75.

Согласно схеме, изображенной на фиг. 40, приведенная толщина металла, воспринимающая тепло от источника нагрева

Ь0 = 1,35 + 0,75 + 1 = 3,1 см.

Удельная энергия сварочного нагрева по формуле (93)

q 0,75 • 0,24 • 700 . 36 . 3600 . 2

=-------------- 32 -100 -3,1------------------ = 1646 кал/см -

I. Определяем активную зону сварных швов.

1. Область нагрева до пластического состояния Ьх (фиг, 102,6) по фор­муле (92)

0,484*7 0,484<7о 0,484 - 1646

6i= t)80cf 550 — сч 550 = 0,16 • 7,8 • 550 = 1,16 СМй

220 , 15

коробчатого сечения: а — поперечное сечение бал­ки; б — активная зона од­ного шва..

Ь2л = 0,214(22— 1,16) = 4,46 см;

Ь2п = 0,214 (8,5— 1,16—1,5) = 1,25 см;

Ь2с = 0,214 (30 — 1,35) = 6,13 см.

N^°a Поперечное сечение активной зоны одного
шва без учета наплавленного металла

/, = (1,16 + 4,46) 1 +(1,5+ 1,16+1,25) 1,35+
+ 6,13 • 0,75 = 15,50 см2.

4. Активная зона всех четырех швов сварной
балки

F0 = Fc • 4 = 15,50 • 4 = 62 см2.

II. Определяем равнодействующую активных
внутренних усилий всех четырех швов Ra и реак-
тивное напряжение осевого сжатия а2

1. Ra =aTF0= 2200 - 62= 136 400 кГ.

2. Реактивное напряжение осевого сжатия по
формуле (227)

Ra 136 400

°2 = р — f0 = 131,78 — 62 = 1950 кГ! смі-

III. Продольное укорочение сварной балки
Фиг. 102. Сварная балка д/ по формуле (228), исходя из напряжения сжа-

ТИЯ а2,

1950 • 5180 2 • 10е

= 5,05 мм.

А1

Ді = ~Е =

2. Область упруго-пластических деформаций Ь2 в листе, полке и стенке швеллера определим по формуле (95), взяв по графику на фиг* 41 коэф­фициент k2 = 0,214.

Тогда

В табл. 4 приведены экспериментальные за­меры укорочения сварных балок коробчатого сечения рассматриваемого профиля.

Как видно из табл. 4, результаты теоретических подсчетов продоль­ного укорочения сварных балок согласуются с экспериментальными за­мерами.

2- й пример. Найти остаточный прогиб двутавровой балки при различном порядке выполнения поясных швов.

Размеры поперечного сечения балки показаны на фиг. 103, а. Длина бал­ки /=12 м. Предел текучести стали = 2400 кГ/см2. Поясные швы выпол­няются автоматической сваркой под флюсом на режиме: / = 700 a, U = 36 в, v = 40 м/ч, к. п. д. сварочной дуги ^ = 0,75. Стыковые швы на поясах и стенке выполняются до общей сборки балки.

Приведенная толщина листов, воспринимающих тепло дуги при сварке поясных швов

Ь0 = 2 • 1,2+ 0,8 = 3,2 см.

Удельная энергия сварочного нагрева по формуле (93) q 0,75 • 0,24 • 700 • 36 • 3600

q°- v60

40 • 100 • 3,2

== 1275 кал/см2.


Таблица 4

Продольное укорочение сварных балок коробчатого сечения (фиг. 102)

Номер

швел­

лера

Сечение листов в мм

Размер катета шва

В1ММ

Длина балки до сварки в мм

Режим сварки

Среднее значение укорочен­ного заме­ренного после свар­ки по че­тырем ребрам в мм

Расчетная величина продоль­ного уко­рочения в мм

ив

v—м/ч

30—а

220x10

10x10

5180

700

36

32

5,0

5,05

30—а

220x10

10x10

5180

700

36

32

4,5

5,05

30—а

220хЮ

10x10

5180

700

36

32

5,0

5,05

30—а

220x10

10X10

5180

700

36

32

4,5

5,05

30—а

220x10

10X10

5180

700

36

32

4,0

5,05

30—а

220x10

10X10

5180

700

36

32

5,0

5,05

30—а

430x10

юхю

5166

750

38

32

3,75

3,98

30—а

430x10

юхЮ

5166

750

38

32

3,87

3,98

20—а

430x10

10x15

5170

850

40

27

6,25

6,20

20—а

430x10

10x15

5170

850

40

27

6,00

6,20

30—а

430x10

10x15

5166

850

40

32

5,00

4,50

30—а

430хЮ

10x15

5166

850

40

32

4,75

4,50

30—а

270x12

12x15

5090

850

40

32

4,25

5,40

30—а

270x12

12x15

5090

850

40

32

4,75

5,40

А. Определение остаточного прогиба двутавровой балки, когда смежные поясные швы выполняются непосредственно один ва другим или одновремен­но (фиг. 90, а)

1. Определяем активную зону первой пары смежных поясных швов, поль­зуясь приближенной формулой (103).

' 1. Активная зона пояса в каждую сторону от вершины шва (фиг. 103,6)

h 10,6 о „

b =-------------------------------------------------------------------- =- 3,46 см.

°п— aTh 2400 • 10,6

1 + 9,68 • ?о 1 + 9,68 • 1275

2. Активная зона стенки балки, исходя из расчетной ширины пластины h = 350 мм,

Ь =__________ —------------- =- 4,5 см.

с 2400 - 35

1 + 9,68 • 1275

3 . Сечение активной зоны одного поясного шва Fc без учета наплавлен­ного металла (фиг. 103, б)

К = 2ЬпЬп+ЬсЬс = 2 • 3,46 • 1,2+ 4,5 • 0,8]= 11,9 см2.

4. Сечение активной зоны обоих смежных поясных швов (фиг* ЮЗ, б)

F'c = 2 • 3,46 • 1,2 + 1,2 - 0,8 + 4,5 • 0,8 = 12,86 см2.

II. Определяем активное внутреннее усилие первой пары смежных пояс­ных швов Р и реактивное Напряжение осевого сжатия а2, действующие в сварном тавре, так как верхний пояс балки еще не приварен

1. Р = arFc= 2400 • 12,86 = 30 860 кГ.

2. Реактивное напряжение осевого сжатия Р 30 860

а2 = fx — Fc = 88,6 — 12,86 ~ 406 кГ-

III. Определяем изгибающий момент от действия на тавровое соединение Внутренних усилий первой пары смежных поясных швов.

[.Условное начальное усилие

Р01 = (ar + o') Fc = (2400 + 406) 12,86 = 36 085 кГ.

2. Расстояние центра тяжести активной зоны смежных поясных швов ус от нижней кромки пояса

2 • 3,46 • 1;2 • 0,6 • 0,2 . 0,8 • 0,6 + 4,5 . 0,8 • 3,45 ус= 12 86 — 1,4 СЛІ.

3. Расстояние центра тяжести сварного тавра от нижней кромки пояса

22 • 1,2 • 0,6 + 78 • 0,8 • 40,2 Уі = gg g — 28,43 см.

4. Эквивалентный изгибающий момент по формуле (224)

М = Р01 (ух — ус) = 36 085 (28,43 — 1,4) = 975 400 кГ • см.

-IV. Определяем прогиб сварного тавра.

1. Момент инерции поперечного сечения тавра относительно его центра ’’Тяжести

Л = V+ !с = —т^ + 22 . 1,2 (28,43 - 0,6)* + +

+ 78 - 0,8 (40,2 — 28,43)2 = 60 720 см

2. Прогиб сварного тавра

Ml2 975 400 . 12002

f~8EI ~ 8 • 2 • 10е • 60 720 = 1,45 СМш

После наложения второй пары смежных поясных швов (приварка второго

пояса к стенке) двутавровая балка будет изгибаться в противоположную сто­рону, и прогиб, образовавшийся при сварке стенки с первым поясом, будет уменьшаться.

Ввиду одинакового режима сварки поясных швов двутавровой балки активная зона второй пары смежных швов и величина активного внутреннего усилия этих швов будут такие же, как и при заварке первой пары смежных поясных швов. Что же касается изгибающих моментов и прогибов от действия внутренних усилий каждой пары смежных поясных швов-на сваренное сече­ние балки, то они будут разные по причине изменения этого сечения по мере наложения поясных швов.

V. Определяем прогиб двутавровой балки, вызванный внутренними уси­лиями второй пары смежных поясных швов.

1. Реактивное напряжение осевого сжатия а'2, вызываемое в двутавровой балке внутренними усилиями второй пары смежных поясных швов

Р 30 860

°2 F—Fe = 115,2— 12,86 = 300 кГ! см2-

2. Условное начальное усилие второй пары смежных поясных швов

р02 = (° т + 4) Fc = (2400 + 30°) ’ 12,86 = 34 720 кГ.

3. Эквивалентный изгибающий момент

М = Р02 (У — Ус) = 34 720 (40,4 — 1,4) = 1 354 000 кГ • см.

4. Момент инерции поперечного сечения сварной двутавровой балки (фиг. 103, a) F

[

22 * 1 23 1 0 8 783

-^— + 22- 1,2 (40,2- 0,6)2 +-L12—= 114 400 слА

5. Прогиб сварной двутавровой балки от действия внутренних усилий второй пары смежных швов

Ml2 1 354 000 • 12002

f = 8El = 8 • 2 • 10е • 114 400 = 1,06 см'

VI. Остаточный прогиб f0 сварной двутавровой балки при описанном по­рядке наложения поясных швов будет

f0 = f± — f= 1,45— 1,06 = 0,39 см.

Фиг. 103. Сварная двутавровая балка:

а — поперечное сечение балки; б — активная зона одного поясного шва; активная зона первой пары смежных поясных швов.

Б. Определение остаточного прогиба сварной двутавровой балки, п когда поясные швы выполняются накрест (фиг. 90, б).

1. После наложения первого поясного шва активная зона/7^, (фиг. [103, 6),

как определено выше, будет 11,9 см2> а реактивное напряжение осевого

.сжатия тавра

. т с Рх-К

2400 -11,9

= 372 кГ/см2.

88,8—11,9

2. Условное начальное усилие первого поясного шва

Рд = (аг + a') F = (2400 + 372) 11,9 = 33 000 кГ.

3. Расстояние центра тяжести активной зоны первого поясного шва от нижней кромки пояса

2^У0.5^+ЬЛ(0.56, + *Д)

11,9

У і = ■

2 • 3,46 . 1,2 . 0,6+ 4,5 . 0,8 • 3,45 11,9

4. Эквивалентный изгибающий момент по формуле (224)

М = Р'0 (у± — у{) = 33 ООО (28,43 — 1,46) = 890 ООО кГ • см.

Хотя центр тяжести активной зоны .первого поясного шва несколько смещен от серединной плоскости стенки в сторону шва, однако это смещение меньше 0,4 см. Поэтому изгибающий момент от внутренних усилий первого поясного шва считаем действующим в серединной плоскости стенки таврового соединения.

5, Прогиб таврового соединения после наложения одного поясного шва

Ml2 890 ООО - 12002

f± ~ 8Е1± = 8 • 2 * 106 • 60 720 _ 1,32 см‘

При принятом порядке наложения поясных швов (фиг. 90, б) после пер­вого поясного шва приваривается второй поясной лист к стенке двутавровой балки. Сперва выполняется поясной шов 2, расположенный накрест первому шву, затем шов 3 (фиг. 103, г). Двутавровая балка будет изгибаться в проти­воположную сторону, и прогиб, вызванный первым поясным швом, будет уменьшаться.

Величина* прогиба двутавровой балки от действия внутренних усилий смежных поясных швов 2 и З, как аналогично рассматривалось выше, будет /=1,06 см. Поэтому результирующий остаточный прогиб двутавровой балки после выполнения трех поясных швов

/0 = f± — f = 1,32— 1,06 = 0,26 см.

Заварка четвертого поясного шва, смежного с первым, может вызвать увеличение остаточного прогиба двутавровой балки не больше, чем на 8?^, так как после наложения четвертого поясного шва активная зона обоих смеж­ных швов станет больше активной зоны первых трех швов только на 0,96 см2.

Таким образом, при крестообразном порядке выполнения поясных швов остаточный прогиб двутавровой балки /0 будет меньше, чем при последова­тельной заварке каждой пары смежных швов.

Остаточное реактивное напряжение осевого сжатия двутавровой балки после наложения всех четырех поясных швов

2Р 2-30 860 _ „ 0

°2— F—2FC — 115,2 — 2 • 12,86 — 690 к /см ‘

Укорочение центральной оси балки после сварки

а2 690

А/ = - g-1— 2~~j~Qe 1200 = 0,41 см.

В сварных двутавровых балках с высокими стенками наблюдается местное укорочение в области поясных швов, которое несколько превышает расчетное укорочение сжатых областей элементов балки.

Для проверки устойчивости стенки сварной двутавровой балки по фор­муле (225), ввиду отсутствия разработанных рекомендаций и опытных данных о значениях коеффициентов k, характеризующих влияние условий закрепле­ния сварными швами сжатых тонких пластин на их устойчивость, в первом приближении воспользуемся значениями коэффициента k (см. стр. 208), т. е. примем допущение, что приваренные кромки сжатой пластины находятся в опертом состоянии.

Для средних областей стенки критическое напряжение сжатия при k = 4,2 (см. стр. 208)

kr2Eb2 4,2 • 10 • 2 • 106 • 0,82 12(1 — [JL2) Л2 = 12(1 — 0,32) • 782 = 820 кГ1см2-

При этом фактический запас устойчивости стенки

_^р_ 820 _, 0

ПФ~ а2 ~ 690 — ’

который меньше рекомендуемого запаса устойчивости для сварных соединений п = 1,7.

Ввиду малой жесткости стенки необходимо при изготовлении балки либо поставить продольное ребро жесткости, либо сделать предварительное рас­тяжение стенки при сборке балки.

На концевых участках стенки, которые можно рассматривать как плас­тину, опертую тремя кромками, поперечные ребра жесткости необходимо ста­вить возможно ближе к концам балки, чтобы расстояние от конца балки до ребра было меньше 0,5 h (см. стр. 208).

3- й пример. Найти прогиб сварной двутавровой балки с поясными лис­тами различного сечения. Размеры поперечного сечения балки показаны на фиг. 104, а. Длина балки 1=12 м. Предел текучести стали ат = 2400 кГ/см2. Сварка производится под слоем флюса на режиме: / = 750 a, U = 36 в, v = = 25 м/ч, к. п. д. сварочной дуги 7] = 0,75. Катеты поясных швов k = 8 мм. Стыковые швы на поясах и стенке выполняются до общей сборки балки.

Приведенная толщина металла, воспринимающая тепло сварочной дуги, б0 = 2-1,4 + 1,8 = 3,8 см. Удельная энергия сварочного нагрева q опреде­ляется по формуле (93)

q 0,75 • 0,24 • 750 • 36 • 3 600 Яо = 7^7 = 25 • 100 • 3,8 = 1844 тл1см •

и0

А. Определение остаточного прогиба двутавровой балки, когда первыми швами приваривается к стенке широкий пояс балки.

1. Определяем активную зону поясных швов 1 и 2 (фиг. 104,6) на ши­роком поясе балки, пользуясь приближенной формулой (103):

1) активная зона пояса в каждую сторону от вершины шва

h 14,5

1

bn - а 7-Л ~ 2400 • 14,5 - 4,92 См'

9,68<7о 1 + 9,68 -1844

2) активная зона стенки, исходя из расчетной ширины пластины h = 350 мм

35

Ьс~ 2400-35 “ 6,12 сж;

1 + 9,68 • 1844

3) сечение активной зоны обоих смежных поясных швов, без учета на­плавленного металла (фиг. 104,6)

^1 = 2ЬпЬп + 5Л + ЬсЬс = 2 ‘ 4»92 • М + 1,4 + 6,12 = 21,3 см2.

И. Определяем активное усилие первой пары смежных швов Pi и ре­

активное напряжение осевого сжатия а'2 в сварном тавре

Рх = gtF{ = 2400 . 21,3 = 51 120 кГ

pi 51 120 _ „ в

а2= Fm—Fx~ 122 — 21,3 ~ 508 кГ, см ■

III. Определяем изгибающий момент от действия внутренних усилий

смежных поясных швов на тавровое соединение:

1) расстояние центра тяжести активной зоны до нижней кромки широкого пояса

(2Ьл + бв) 6„ • 0,55„ + ЬСЬС (0,56с + Ьп)

Уі - Fi -

(2 • 4,92+ 1) 1,4 • 0,7 + 6,12(3,06+1,4)

■ 1 = 1, / о см

2) центр тяжести сечения тавра относительно нижней кромки пояса

30 • 1,4 • 0,7 + 80(40+ 1,4)

Ут =--------------------- 42---- + 80------------------ = 27’4 см;

3) условное начальное усилие

Р01 == (ог + С2) Fг = (2400 + 508) 21,3 = 62 000 кГ;

4) эквивалентный изгибающий момент

М = Р01 (ут — уг) = 62 000 (27,4 — 1,78) = 1 588 400 кГ-см.

L _!_ ] L, J” J

"Ш"

і 1

..... "Т"

г

Ьп

Фиг. 104. Сварная двутавровая балка с поясными листами различного

сечения:

а — поперечное сечение балки; б — активная зона смежных швов на широком поясном листе; в — активная зона смежных швов на узком поясном листе.

IV. Определяем прогиб св арного тавра:

1) момент инерции поперечного сечения тавра

30 • 643 803

Jm = Jn + Jc= —12~ + 30 • 1,4 (27,4 - 0,7)2 + w +

+ 80 • 41,4 — 27,4 = 88 290 см*)

2) прогиб сварного тавра

1 588 400 . 120О2

= 1,62 см.

Ml2

8 . 2* 10е • 88 290

5. При заварке второй пары смежных поясных швов, двутавровая балка изгибается в противоположную сторону и образовавшийся прогиб fm будет уменьшаться.

Изгибающий момент от внутренних усилий смежных швов, действую­щий на полное поперечное сечение двутавровой балки, определяем по тем же зависимостям, при помощи которых рассчитывали прогиб сварного тав­ра рассматриваемой балки.

1) величина активной зоны стенки Ьс у поясных швов на узком поясе Ъп = 6,12 см, а активная зона верхнего пояса Ьп по приближенной формуле (103) будет:

7

bn = , t 2400 -7 = 3,6 СЛ*’

1 + 9,68 • 1844

2) активная зона смежных поясных^швов на узком поясе

F2 = 2ЬпЪп + вя6с + Ьс бс = 2 • 3,6 • 1,4 + 1,4 + 6,12 = 17,60 см2;

3) активное внутреннее усилие Р% смежных поясных швов на узком поясе

Р2 = gtF2 = 2400 • 17,60 = 42 240 кГ;

4) реактивное напряжение осевого сжатия двутавровой балки от действия внутреннего усилия

Р2 42 240 _ п# 2.

°2 = - ПТ, = 143— 17,6 = 337 кГ/СМ ’

5) условное начальное усилие смежных поясных швов

Р02 = (аг + а'') F2 = (2400 + 337) 17,6 = 48 170 кГ;

6) расстояние центра тяжести сечения активной зоны смежных поясных

швов от наружной кромки узкого пояса

2 • 3,6 . 1,4 • 0,7 + 1,4 . 0,7 + 6,12 (3,06 + 1,4) Л

02= —;--------------------------------------------------------- = 2 см;

7) расстояние центра тяжести сечения двутавровой балки от наружной

кромки узкого пояса

15 . 1,4 • 0,7 + 80 • 41,4 + 30 . 1,4 (80 + 0,7 + 1,4) _ оп

У —----------------------------------------- 143------------------------------------------- = 47,38 см;

8) эквивалентный изгибающий момент внутренних усилий второй пары смежных поясных швов, действующих на двутавровую балку

М = Ро2 (У — У2) = 48 170 (47,38 — 2) = 2 186 000 кГ-см;

VI. Определяем остаточный прогиб двутавровой балки при описанном по­рядке сварки поясных швов:

1) момент инерции поперечного сечения сварной двутавровой балки с различными поясами (фиг. 104, а) относительно его центра тяжести

у, , 30 • 1,43 803

J = Jn + Jc + п2 = —Ї2 + 30 ‘ (35>42 - °’7) + І2 ’

15 . 1,43

80 (41,4 — 35,42)2 + — + 15 • 1,4 (40,7 + 5,98)2 = 141 900 см4;

2) прогиб двутавровой балки от внутренних усилий смежных поясных швов на узком поясе

Ml2 2 186 000 - 12002

' — bEJ~ 8 • 2 ■ 10е • 141 900 = 1,39 см;

3) остаточный прогиб двутавровой балки после сварки при описанном порядке наложения поясных швов

fo = fm — f= 1,62 — 1,39 = 0,23 см.

Б. Определение остаточного прогиба двутавровой балки с различными поясами, когда первыми швами приваривается к стенке узкий пояс балки.

I. Определение изгибающего момента и прогиба сварного тавра, состав­ленного из узкого пояса и стенки рассматриваемой балки:

1) активная зона поясных швов на узком поясе, активное внутреннее осевое усилие этих швов и положение центра тяжести активной зоны уже определены выше и соответственно равны: F2 = 17,6 см2, Р2 = 42 240 кГ и

і/2=2 СМ',

2) реактивное напряжение осевого сжатия тавра:

a2— F р — 101 _ 17,6 ~ 506 кГ/сМ2’

Р2 42 240

т р2

3) условное начальное усилие поясных швов на узком поясе таврового соединения

Р'2 = (аТ + o') F2 = (2400 + 506) 17,6 = 51 146 кГ.

4) расстояние от наружной кромки узкого пояса до центра тяжести сече­

ния тавра

15 • 1,4 * 0,7 + 80 • 41,4 Ут — 101 ~ 32,94 см;

5) эквивалентный момент, изгибающий тавровое соединение

м = Р'о2 (іУт — У 2) = 51 146 (32’94 — 2) = 1 582 450 кГ-см;

6) прогиб таврового соединения с узким поясом

Ml2 1 582 450 - 12002 fm = SEJm = 8 • 2 • 10е • 76200 = 2,03 см'

II. Определение изгибающего момента и прогиба двутавровой балки от внутренних усилий смежных поясных швов на широком поясе.

Активная зона этих швов, активное внутреннее усилие и положение центра тяжести сечения активной зоны определены выше и соответственно равны: F± = 21,3 см2, Pi = 51 120 кГ и уг = 1,78 см;

1) реактивное напряжение осевого сжатия двутавровой балки от внутрен­них усилий поясных швов на широком поясе

Pi 51 120 а2 = F — Ft - 143 — 21,3 “ 420 кГ1см :

2) условное начальное усилие смежных поясных швов на широком поясе двутавровой балки

= (зг + o') Fj = (2400 + 420) 21,3 = 60 060 кГ;

3) эквивалентный момент от внутренних усилий поясных швов на ши - роком поясе

М = Pqj (у — уг) = 60 060 (35,42 — 1,78) = 2 020 418 кГ-см.

4) прогиб двутавровой балки от внутренних усилий поясных швов на широком поясе

Ml2 2 020 418 • 12002

i~ 8EJ~ 8 • 2-Ю6 • 141 900 — 1,28 СМш

5) остаточный прогиб сварной двутавровой балки с различными поясами, когда первыми выполняются поясные швы, соединяющие стенку с узким поясом, равен fQ = fm^~ f = 2,03 — 1,28 = 0J5 см.

Как видим, этот прогиб в ^3 = 3,2 раза больше, чем остаточный прогиб

той же балки, если первыми выполняются поясные швы, соединяющие стенку с широким поясом.

Из приведенных примеров видно, что для уменьшения остаточного про­гиба при изготовлении двутавровой балки с различными поясами необходимо первыми заваривать поясные швы, соединяющие стенку с широким поясом.

4- й пример. Найти прогиб сварной одношовной трубы. Размеры сечения трубы показаны на фиг. 105. Длина трубы I = 6 м. Предел текучести стали ог = 2400 кГ/см2. Режим сварки / = 720 а, U= 32 в, v = 34 м/ч, к. п. д. сварочной дуги *г]=0,75. Удельная энергия сварочного нагрева будет

q 0,75 • 0,24 . 720 • 32 • 3600

90= ^ =-------------------- 34-- . 100 •------- 1,6 - = 2740 кал/см*.

I. Определяем активную зону сварного шва:

1) ширина активной зоны на одну

сторону шва по приближенной фор­

муле (103)

h 30

ъп — aTh — 2400 • 30 ~

1+9^0 1 +9,68-2740

= 8,06 см.

2) площадь активной зоны Fc= 2Ьп6 = 2 • 8,06 - 0,8 = 12,9 см2.

II. Определяем активное уси­лие Р и реактивное напряжение осе­вого сжатия а2:

1) активное внутреннее осевое усилие

Р = == 2400 • 12,9 = 30 960 кГ фиг# Ю5. Активная зона стыкового

2) реактивное напряжение осевого шва трубы, сжатия

0 30960 222 КГ! Ы*

а2 - Р _ рс - з>14 . 60,8 • 0,8 — 12,9 “ ^ К1 /см •

III. Определяем изгибающий момент от внутренних усилий сварного шва:

1) условное начальное усилие

р0 = (ат + ag) Fc = (2400 + 222) 12,9 = 33 820 кГ.

2) расстояние центра тяжести активной 1воны от центра тяжести сечения трубы определены по формуле

I

yc = Rj;.

где R — радиус серединной окружности сечения трубы;

/ — длина хорды дуги серединной окружности на участке активной воны;

I = 2R sin 15° = 2 • 30,4 • 0,25 = 15,2 см;

L — ширина активной зоны по серединной окружности;

В рассматриваемом нами случае

15,2

Ус — 30,4 |б |2 — 28,86 см;

М = Р0у0 = 33 820 • 28,86 = 776 ООО кГ-см.

IV. Определяем остаточный прогиб трубы после сварки Ml2 776 ООО • 6002 -64

f== SEJ^ 8 • 2 • 106 • 3,14(61,6* —604) ” 0,78 см%

ВНУТРЕННИЕ УСИЛИЯ И ДЕФОРМАЦИИ ПРИ СВАРКЕ

Правка сварных конструкций

Для устранения деформаций после 'сварки - применяется хо­лодная и горячая правка сварных конструкций. Холодная правка основана на растяжении укороченных уча­стков и мест сварной конструкции до проектных размеров - и форм. …

Мероприятия по уменьшению деформаций при сварке

Образование остаточных напряжений и деформаций при сварке вызывается появлением внутренних усилий при местном нагреве металла. Оба эти явления находятся во взаимной связи, но проявляются при сварке конструкций в различной степени …

Технологические мероприятия в процессе сварки

могут быть самые разнообразные и зависят от характера соединений и вида конструкции, применяемых методов сварки, режима нагрева, механических характеристик и химического состава сваривае­мых металлов. Как правило, для уменьшения пиков остаточных …

Как с нами связаться:

Украина:
г.Александрия
тел./факс +38 05235  77193 Бухгалтерия
+38 050 512 11 94 — гл. инженер-менеджер (продажи всего оборудования)

+38 050 457 13 30 — Рашид - продажи новинок
e-mail: msd@msd.com.ua
Схема проезда к производственному офису:
Схема проезда к МСД

Партнеры МСД

Контакты для заказов шлакоблочного оборудования:

+38 096 992 9559 Инна (вайбер, вацап, телеграм)
Эл. почта: inna@msd.com.ua

За услуги или товары возможен прием платежей Онпай: Платежи ОнПай