Файл: Сагалевич, В. М. Методы устранения сварочных деформаций и напряжений.pdf

па некотором расстоянии. Согласно В. В. Новожилову влиянием одного края на другой можно пренебречь, ес­

ли расстояние между ними S > 2 ] / R8.

Это соотношение следует также отнести и к расстоя­ нию между соседними сварными швами. Это соотноше­ ние сохраняется для большинства реальных сварных конструкций, а потому осесимметричная схема дефор-

Рис. 76. Усилия и перемещения в оболочке при осесимметричной деформации (а) и краевые нагрузки в оболочках (б)

При осесимметричной деформации смещение какойлибо точки поверхности оболочки можно разложить на

направлением поперечной усадки шва. Составляющая перемещения до считается положительной, если она на­ правлена внутрь оболочки, а составляющая перемеще­ ния и положительна, если его направление совпадает

6* 163

с положительным направлением касательной к мери­ диану.

Рассмотрим два случая нагрузки края оболочки краевым моментом М и краевой силой Р (рис. 76, б). Общие формулы для усилий и деформаций:

164

а для случая нагрузки моментом М

■філі = arcctg У м = arcctg^— ctg ka — - 2k£ _

фгм = arcctg xM= arcctg ( — ctg^a — — -1ha.

Прогиб оболочки в зоне соединения — основная осо­ бенность деформирования поверхности при сварке кру­ гового іива. Величины прогиба или вертикальной со­ ставляющей перемещения до можно определить на ос­ нове решений краевых задач теории оболочек. Согласно теории оболочек, величина вертикальной составляющей перемещения

165

щей перемещений (прогиба) оболочки от краевой на­ грузки:

члены в полученном выражении (61) намного больше трех остальных. Поэтому выражение для определения

При совместном действии момента М и силы Р в противоположных направлениях вертикальная состав­ ляющая до будет равна нулю в случае равенствасоот­ ветствующих постоянных:

больше остальных, а С2 стоит в членах при е- ®, кото­ рыми можно пренебречь, то следует рассмотреть только первое равенство из системы (63). После подстановки в него выражений (58) и (59) получим

Q = P .

Границу неучета момента М тА на краю оболочки А устанавливаем из тех соображений, чтобы получаемая погрешность была не более 1 0 % при определении верти­ кальной составляющей до. Выражение (64) тогда будет выглядеть так:

166

167

Исходя из соотношения (64), аналогичные рассуж­

дения можно провести при сравнении величин о"зг и а,-. На рис. 77 показаны расчетные и экспериментальные величины прогибов оболочки с R = a= 1080 мм, 6 = 2,5 мм с вваренным фланцем диаметром 220 мм. Режим сварки /=155 А, U=12 В, и=12 м/ч, чему соответствует по­

перечная усадка Ап=1 мм н 6 = 30 мм.

Рис. 77. Прогиб оболочки при вварке фланца из АМгб

Из сопоставления экспериментальных и расчетных данных упругого решения по определению перемещений можно сделать вывод об удовлетворительном их совпа­ дении и, следовательно, о приемлемости рассмотренной методики. Однако при малых диаметрах, как показывает эксперимент, w—уО. Понятно, что упругий анализ для этих случаев при рассмотрении перемещений, деформа­ ций и напряжений от кругового шва становится недо­ статочным.

С целью ограничения величин радиальных напряже­ ний и перемещений в зоне шва при малых диаметрах можно провести сравнение полей остаточных напря­ жений, полученных из упругого решения на оболочке и упруго-пластического решения на пластине. Необхо­ димым условием сопоставления является тождество гео­ метрических и энергетических параметров: толщин обо­ лочки и пластины, диаметров кругового шва и режимов сварки.

Учитывая тот факт, что упругий анализ на сфери­ ческой оболочке был проведен для той же удельной

168

погонной энергии, равенство агтах= <Тт позволяет вели­ чину остаточных радиальных напряжений в оболочке ограничить пределом текучести ат.

Подобное допущение справедливо при малых диа­ метрах круговых швов. Возможность принятия его обусловливается тем, что деформационная жесткость оболочки в направлении, перпендикулярном оси, под

Рис. 78. Зависимость вертикального перемещения поверхности оболочки от диаметра шва (а, б), радиуса (а) и толщины обо­ лочки (б) из сплава АМгб

действием краевой нагрузки меньше жесткости пла­ стины и лишь при весьма пологих оболочках подобное ограничение будет точным. В общем случае радиус оболочки может быть любым и вводимое допущение

овеличине о,-max носит приближенный характер. Учитывая это, можно построить номограммы зависи­

мостей величины максимального прогиба (краевого) оболочки от диаметра кругового шва для данной удель­ ной погонной энергии. Так, на рис. 78 показаны резуль­ таты вычислений величин краевого прогиба оболочек

из двух ветвей: левая построена с учетом ограничения остаточных радиальных напряжений величиной от, а правая — на основе упругого решения. Наиболее широ­ кий, с точки зрения практики, диапазон диаметров кру­ говых швов лежит именно в области упругого решения.

На рис. 78 для сопоставления показаны результаты замеров, которые хорошо совпадают с расчетными дан­ ными.

169