ВУЗ: Не указан
Категория: Не указан
Дисциплина: Не указана
Добавлен: 11.04.2024
Просмотров: 248
Скачиваний: 6
Выражения (4.14) и (4.15) относятся к образцу из основного металла, т. е. к образцу без концентратов напряжения.
Для вывода аналитического выражения значения ark предела выносливости для образцов, имеющих концентраторы напряжений (в виде сварных соединений или в виде каких-либо иных изменений формы), можно в соответствии с обозначениями на рис. 4.1 со ставить следующее исходное уравнение линии предельных на пряжений ork:
Далее, тем же методом и используя для данного случая сле дующие зависимости:
(1 + О;
q - i , k _ Дл, _ 0В ßaB ß
после соответствующих подстановок и преобразований, получим подобно предыдущему
(4.16)
°rk ~ (ß + W - lß - 'M ' '
Здесь ß — эффективный коэффициент концентрации напряжений.
Эффективные коэффициенты концентрации напряжений. Зна чения эффективного коэффициента напряжений ß определяются экспериментальным путем и для наиболее распространенных типов сварных соединений они известны заранее и могут быть приняты в соответствии с данными, установленными нормами или техни ческими условиями.
В табл. 4.5 приведены некоторые расчетные значения эффек тивного коэффициента концентрации напряжений ß, которые со ставлены на основании результатов испытаний различных свар ных соединений при вибрационной нагрузке, полученных при менительно к условиям мостостроения.
Определение значений пределов выносливости для металли ческих конструкций производят обычно, как это указывалось выше, на базе числа циклов N 0 = 2-10®.
Для этой базы испытаний чаще всего бывают известны и дру гие характеристики, применяемые при расчете по формуле (4.16).
В том случае, когда необходимо производить расчет для дру гой базы числа циклов переменной нагрузки, может быть сделан соответствующий перерасчет. Исходя из прямолинейного графика выносливости, построенного в логарифмических координатах, этот перерасчет может быть произведен следующим образом.
T a б л и ц a 4.5. Расчетные значения эффективных коэффициентов концентрации напряжений
К о э ф ф и ц и е н т ß д л я с т а л и
Р а с ч е т н ы е с е ч е н и я |
н и з к о л е г и |
|
у г л е р о д и с т о й |
||
р о в а н н о й |
||
|
П о о с н о в н о м у м е т а л л у в д а л и от с в а р н ы х ш в о в
Основной металл с необработанной прокатной поверхностью и с кромками после проката или ме ханической обработки
Тоже, нос кромками, обработанными машинной газовой резкой
П о с в а р н ы м ш в а м
Стыковые швы
.Угловые поперечные швы: при ручной сварке » автоматической сварке
Угловые продольные швы
П о о с н о в н о м у м е т а л л у в м е с т а х и е р е Xо д а к с в а р н ы м с о е д и н е н и я м
Основной металл в месте перехода к стыковому шву:
при обработке места перехода наждачным кру гом или фрезой
без обработки места перехода
Основной металл в месте перехода к поперечному угловому шву соединения внахлестку без механиче ской обработки. При соотношении катетов:
1,0 |
1,0 |
1,1 |
1,2 |
1,0 |
1,0 |
2 , 3 |
3 , 2 |
1,7 |
2 , 4 |
3 , 4 |
4 , 4 |
1,0 |
1,0 |
1,4 |
1,8 |
J |
: |
1 |
3 , 0 |
4 , 0 |
1 : |
|
1,5 |
2,7 |
3 , 7 |
1 |
: |
2 |
2 , 3 |
3 , 2 |
То же, но при механической обработке. |
|
|||
При |
|
соотношении |
катетов: |
|
1 |
: |
1 ,5 |
1,5 |
1,9 |
1 : 2 |
1,2 |
1,4 |
||
Основной металл в соединениях с боковыми шва ми в местах перехода к швам
Основной металл вблизи диафрагм и ребер: при ручной сварке
»полуавтоматической сварке
»наличии механической обработки мест перехода
3 , 4 |
4 , 4 |
1 ,6 |
2 , 2 |
1,3 |
1,5 |
1,0 |
1,1 |
Составные сечения, сваренные продольными |
1,0 |
1,0 |
швами при автоматической сварке
Коэффициент ß для стали
Расчетные сечения
низколеги углеродистой рованной
П о о с н о в н о м у м е т а л л у в м е с т а х п е р е х о д а к д р у г и м э л е м е н т а м
Фасонки, привариваемые к поясам балок встык |
1,2 |
1,4 |
при плавной криволинейной форме перехода к поя |
|
|
су, полном проваре этого места и механической его |
|
|
обработке |
|
|
Фасонки, привариваемые впритык при плавной |
1,2 |
1,4 |
криволинейной форме перехода с полным проваром |
|
|
швов и механической обработке перехода |
|
|
Фасонки, привариваемые к поясам внахлестку |
2,5 |
3,5 |
Полный обрыв поясов двутаврового сечения |
1,3 |
1,6 |
(при соблюдении следующих условий: постепенного |
|
|
уменьшения к месту обрыва ширины и толщины |
|
|
полок; полного провара стенки с поясом в зоне об |
|
|
рыва; механической обработки места перехода) |
|
|
Уравнение линии выносливости (рис. 4.2) имеет вид |
|
Nam = const, |
(4.17) |
где er — максимальное напряжение цикла; N — количество вы держанных циклов (т. е. в данном случае новая база испытания); т — котангенс угла наклона линии выносливости.
Это уравнение получается следую щим образом:
. |
і е д г — I g JV - lg |
N, |
(4.18) |
||
ctg a = m — X—1---г—- |
|
||||
Ь |
Ig СГа — jg CTj |
|
|
||
|
|
Ig |
|
|
|
Отсюда |
|
/ °2 \ Ш |
Ni |
||
m lg- |
= 1g 2 |
||||
’ |
~ |
и2> |
|||
или |
N |
|
|
||
|
|
|
|
||
|
oTN, = |
O?N2. |
|
(4.19) |
|
Рис. 4.2. Схема определения пределов выносливости дЛя разного базового числа цик лов
Если |
предел выносливости |
ork на |
базе числа циклов N 0 — |
= 2. ІО6 |
известен, а требуется |
найти |
значение предела выносли |
вости для образца с тем же концентратором напряжений и при той же характеристике цикла ат , определенного для другой
заданной базы N 2, то в соответствии с формулой (4.17) можно написать
о?к2 Ю6
откуда
° 2 rk ----- ° rk у |
PJ |
■ |
(4.20) |
|
Втех случаях, когда экспериментальные данные о величине ark известны, определение коэффициента снижения допускаемых на пряжений (или расчетных сопротивлений) у может быть произ ведено по формуле (4.16).
Вобщем случае аналитическое выражение для этого коэф фициента в соответствии с формулой (4.11) может быть предостав лено в следующем виде:
2o_j |
|
|
ж._ Ork _ _______£[т_______ |
(4.21) |
|
Y— от ~ (ß + T) — (ß — 40 r |
||
|
Для каждой марки стали предел текучести от известен. Изве стен также предел прочности сгв, и, кроме того, коэффициент ф,
который определяет отношение В связи с этим для различных
групп сталей формула (4.21) может быть выражена в более про стом виде.
Так, например, для малоуглеродистой стали марки Ст. 3 при
значениях: |
сгт = 24 кгс/мм2 = 240 МПа; ав = 38 кгс/мм2 = |
||
= 380 МПа; |
ф == 0,34 |
будем иметь |
|
. _ |
2-0,34.38 |
|
|
24 |
1 |
|
|
Y~~ (ß + 0,34) — (ß — 0,34) г ~~ (0,92ß + 0,31) — (0,92 ß—0,31)г' |
|||
Или с некоторым округлением |
|
||
|
, _ |
1 |
(4.22) |
|
Y— |
(0,9ß -ф 0,3) — (0,9ß — 0,3) г ‘ |
|
|
|
||
Такое значение коэффициента у установлено строительными нормами и правилами (СНиП) для конструкций, находящихся под воздействием полной нормативной переменной нагрузки, вы полненных из углеродистых сталей.
Для тех же конструкций, выполненных из низколегированных сталей, по этим нормам и правилам устанавливается следующая формула:
Y = (0,95/3 + 0,3) — (0,95ß — 0,3) г |
' |
(4.23) |
|
Анализ разрушений, происходящих в |
результате действия |
||
вибрационной нагрузки, показывает, что |
все |
они |
происходят |
в сечениях с наибольшими местными напряжениями и при этом часто не в сечениях с наибольшими средними напряжениями. По этому наиболее рациональным путем повышения вибрационной прочности сварных конструкций является путь совершенствова ния форм отдельных соединений и узлов, который обеспечивал бы снижение в них концентрации напряжений. Понижение средних значений напряжений за счет увеличения размеров сечений эле ментов является менее эффективным способом повышения вибра ционной прочности конструкций. К тому же это неизбежно при водит к значительному увеличению веса конструкции, в связи с чем этот способ следует признать менее рациональным.
§ 16. РАСЧЕТ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ, ВЫПОЛНЕННЫХ ЭЛЕКТРОДУГОВОЙ СВАРКОЙ
Расчет сварных соединений при действии осевых нагрузок.
Сварные швы стыковых соединений должны быть по возможности равнопрочными с основным металлом элементов конструкции. Конструкции с равнопрочными сварными стыковыми швами от вечают требованиям экономичности. Увеличение прочности свар ных швов по сравнению с основным элементом является излише ством, которое усложняет изготовление конструкции, но не улуч шает условий ее работы (а в ряде случаев даже ухудшает их). Недостаточная прочность сварного шва снижает несущую способ ность всего элемента конструкции и не дает возможности в полной мере использовать его сечение, что приводит к излишним затратам материала. Таким образом, как чрезмерная прочность, так и не достаточная прочность стыковых швов являются нежелательными.
При действии на элемент продольной силы распределение на пряжений, как в поперечных сечениях самого элемента, так и в поперечном сечении по сварному шву принимается равномерным.
При определении расчетного сечения стыкового шва увеличе ние его толщины за счет местного утолщения шва в расчет не при нимается. При этом расчетная толщина шва равна толщине основ ного элемента. Длина шва принимается полной (равной полной ширине соединяемого элемента) при условии выполнения шва с применением выводных планок. В случае, если при выполнении шва выводные планки отсутствовали, расчетная длина шва умень шалась на 10 мм по сравнению с его полной длиной (этим учиты вается возможность некоторой неполноценности начального и ко нечного участков шва при ручной сварке).
При действии продольной силы на элементы, соединенные сты ковым швом (рис. 4.3), расчетное условие при расчете по методу
допускаемых напряжений имеет |
вид |
|
° = І ^ |
[а']- |
(124) |
4 В. С. Майзель |
97 |
Здесь P — продольная сила; а — напряжение в шве; s — рас четная толщина шва (т. е. наименьшая толщина основного эле мента); [o'] — допускаемое напряжение на металл шва.
В некоторых случаях, когда по условиям выполнения швов допускаемые напряжения на металл шва не могут быть приняты равными допускаемым напряжениям на основной металл, для обеспечения условий равнопрочности сварного стыкового соеди нения можно применять косой шов.
При этом расчет прочности швов производится по нормальным
напряжениям в косом сечении по формуле |
|
|
||
|
ста = |
a sin2a sS |
[а' ]. |
(4.24') |
Здесь аа — нормальное |
напряжение |
|||
в косом шве; |
а — нормальное напря |
|||
жение в поперечном сечении соедине |
||||
ния |
= |
а — Угол |
между |
|
осью шва и направлением усилия. |
||||
Для наиболее простого |
случая, |
|||
который чаще встречается в прак |
||||
Рис. 4.3. К расчету соединения тике, |
при а = 45° |
|
|
|
|
аа = |
о 0,7072 = |
0,5ст, |
|
т. е. в этом случае нормальные напряжения в косом шве будут в два раза меньше, чем в поперечном сечении по основному ме таллу (или в соответствующем поперечном шве).
При расчете стыковых соединений по методу предельных со стояний (или, что то же, по методу расчетных сопротивлений) расчетное условие имеет вид
° = |
btjii |
|
(4'25> |
Здесь R™ — расчетное сопротивление |
металла сварного |
шва; |
|
N — наибольшая расчетная |
нагрузка; |
s и /ш— расчетные |
раз |
меры шва.
Сравнивая обе эти формулы между собой, можно видеть, что они построены на основе одного и того же допущения о равно мерном распределении напряжений в сварном шве. Различие их состоит в том, что при расчете по методу расчетных сопротивлений принимается наибольшее возможное значение нагрузки с учетом коэффициента перегрузки, тогда как при расчете по методу допу скаемых напряжений коэффициент перегрузки не учитывается и продольная сила Р имеет значение нормативной нагрузки NH.
При этом одновременно и расчетные напряжения имеют не сколько большее значение, чем это принято для допускаемых напряжений.
В связи с тем, что в большинстве случаев расчет сварных со единений производится после расчета основных элементов, когда
