книги / Несущая способность сварных соединений

В табл. 3,3 приведены основные геометрические параметры со­ единений с фланговыми швами, а также экспериментальные [47J и расчетные значения предельной (разрушающей) нагрузки. Рас­ четные значения получены по формуле (3.13) и по нормативному методу [151]. При этом видно, что эксперименту лучше соответст* вует предлагаемый метод расчета соединений с фланговыми швами.

								Т а б л и ц а 3.3
Основные геометрические параметры и результаты
испытаний сварных соединений с угловыми фланговыми швами
						Нагрузка	Р, кН
к, мм	h. мм	L, мм	Эксперимент		|		Расчет
			по	1471	\	по (3.13)	|	по [151]
9,8	0	81	205			155...169		135...148
10,5	0	79		198		162...177		141...154
10,6	0	78		198		161...177		140... 154
9,4	0	78		163		143...157		124...136
9,9	0	77,5		170		150...164		130...143
9,6	0	80		185		150...164		130... 143
10,2	0	80		188		159... 174		139...152
10,2	0	80		193		159... 174		139... 152
10,7	0	79		198		165... 180		144..Л57
10,4	0	80		208		162...178		141...155
10,8	0	79		218		166...182		145... 159
7,0	0	80,5		133		110...120		96...105
8.4	0	81,5		170		133...146		116_127
7,9	0	82		163		126...138		110...120
8,6	0	78,5		183		132...144		115... 126
9,2	0	81,5		198		146...160		127... 139
6,5	2,8	40		78		50...75		50...75
8,0	4,0	40		95		63...95		60...90
11,0	7,5	40		138		100...150		83...125
6,5	3„7	40		80		48...70		48...70
.9,0	6,2	40		100		83...125		68..Л03
11,6	8,6	40	;	135		Ю8...160		90...125
6,5	2,8	40		85		50...75		50...75
8,5	3,2	40		93		63...93		62...Э2

3.1.2. Квазихрупкое разрушение

Оценку трещиностойкости сварных соединений с угловыми швами проводили с учетом локальной текучести в окрестности вершины непровара, радиуса его дна и глубины проплавления присоединя­ емых пластин. При этом учитывали, что направление старта тре­ щины от вершины непровара не является его продолжением и об­ разует с ним угол ас. Расчетные схемы т’авровых и нахлесточных соединений представлены на рис. 3.5.

При анализе трещиностойкости рассматриваемых соединений исходили из следующих допущений. Полагали, что в окрестности вершины непровара (зона I на рис. 3.5) существуют локальные

трещины и ориентация полос локальной текучести в отличие ог случая, рассмотренного в п. 2.2.2 для соединений с центральным непроваром, могут изменяться относительно вектора внешнего усилия Р, что связано с изменением направления силового потока вблизи вершины концентратора. Аналогичная картина наблюда­ лась в случае расположения концентратора на границе раздела мягкого и твердого металлов (п. 2.2.2) либо в случае, когда кон­ центратор расположен под некоторым углом к вектору внешнего усилия. В связи с этим характер локального разрушения в окрест­ ности вершины непровара в тавровых и нахлесточных соединениях аналогичен случаю локального разрушения пластины с наклонным концентратором.

Исходя из принятых допущений и используя соотношения (3.7) и (3.9) для определения углов наклона локальных полос текучести 0, получены выражения, при помощи которых рассчитывают углы старта трещины от вершины непровара ас для тавровых соединений

	* _	Р_.	(3.15)
	4	2 ’
h*	«С= a r c tg ^ l^ J ) —

ас=0;

для нахлесточньЫ. соединений

o « N P , ; « с - 7	+ | ;	(3.16)
4	2

— arctg- (ч i/tg l)-

где р», р** — граничные значения углов р лобовой грани угловых швов (см. п. 3.1.1).

Расчетные значения углов старта трещины от вершины непро­ вара в рассматриваемых сварных соединениях удовлетворительно согласуются с экспериментальными значениями, полученными в

[ Ю ] .

Оценку несущей способности сварных соединений с угловыми швами в условиях квазихрупкого (хрупкого) разрушения проводи­ ли, используя критерий обобщенного нормального разрыва [166] :

	К,с	(3.17)
1 / '		* Фад Фр

где Kie — вязкость разрушения металла углового шва; ф*. фъ фпл, Фр — поправочные функции соответственно на конечность раз-

.меров соединений, на совместное действие нормальных и сдвигаю-

жения, позволяющие оценить Ki и Кц соответственно вдоль оси концентратора (0= 0) и в перпендикулярном направлении (0= =90°) [125]:

УК{ + Кп =	аои пх V 2яг,;
Ки = \г ®оп	(3.20)
	У 2ягj,

где Ооп — цена полосы картины изохром (в данном случае сгоп= =318 МПа); г\ и г2 — соответственно расстояния от вершины концентратора до рассматриваемой точки в направлении осей 0= =90° и 0=0°; п\ и п2 порядок полос в точках на данных осях.

По результатам измерений строили графики Ki(ri) и Кп(г2) с

последующей их экстраполяцией при		0 и определены искомые
значения Ki и Кп. Используя	соотношения (3.18) и эксперимен­
тальные значения Ki и Кн,	определяли		значения поправочной
функции /к в зависимости от угла		наклона		концентратора	(см.,
рис. 3.6, б экспериментальные точки).			(с	погрешностью	3%)
Полученные данные удовлетворительно
согласуются с соотношением Федерсона
/ • "	Ш	-		,з -2"

где W — протяженность пластины в направлении плоскости тре­ щиноподобного концентратора.

В соответствии с геометрическими соображениями параметр W связан с параметрами тавровых и нахлесточных соединений. Для пластины, эквивалентной тавровым соединениям (см. рис. 3.5,а),

W = B ( 1 + tytgvVtgP) >

(3-22)

Для пластины, эквивалентной нахлесточным соединениям (см. рис. 3.5, б),

W = B (1 + 2i]>tgyytgp) ctgy.

(3.23)

Номинальные напряжения опл для пластины определяли с уче­ том разложения вектора внешнего усилия Р на составляющие (см. рис. 3.5), а также ее геометрических размеров:

	°пл	(3.24)
		Ф cos* 7

где

ф = 1+2<М гт 1Лг р.

Таким образом, поправочная функция <рк для рассматриваемых соединений с угловыми швами имеет вид

Фк=	(3.25)
	Ocos*7

дни 7 жУ= 0 , тГжу= 0 , <тжл?0, ау— св , что свидетельствует об отсут­ ствии эффекта перенапряжения и однородности напряженного со­ стояния в исследуемой области. Оценка несущей способности рас­ сматриваемых сварных пластин с наклонным концентратором оп­ ределяется на основе метода линий скольжения и для предельно вязкого разрушения

аср = Г 1 — j cos а | .

(3.28)

Анализ характера локального разрушения рассматриваемых соединений с наклонным концентратором при квазихрупком разру­ шении проводили при их испытании в условиях криогенных темпе­ ратур (77 К ). При этом установлено, что траектория хрупкого раз­ рушения, т. е. направление старта трещины от вершины непрова­ ра практически перпендикулярна вектору внешнего усилия Р, а наклон локальных полос текучести ориентирован, как и при вяз­

ком разрушении, под углом - к оси, исходящей из вершины кон- 4

центратора и перпендикулярной вектору приложенной нагрузки Р. Таким образом, экспериментальные данные подтверждают предположения и допущения о направлении локальных слоев те­

кучести и старта трещины в соединениях с угловыми швами.

Как установлено, в	сварных соединениях с угловыми	швами
в окрестности вершины	концентратора (зона I на рис. 3.5)	наблю­

дается смешанное нагружение и напряженное состояние опреде­

ляется двумя коэффициентами		интенсивности напряжений	Ki и
Кп.		на основе соотношения (3.27) по­
Для данного случая в [166]
лучено выражение для определения поправочной функции
<р£ = 4 J/2X3— 1		.	(3.29)
Y	(Ш г+1-1Л+8Х*)3/2

Согласно зависимостям (3.15), (3.27) и (3.29), по основным геометрическим параметрам л и {} тавровых соединений можно однозначно определить параметр Я (рис. 3.7,а), а следовательно, и поправочную функцию <рх

Для реальных значений т] и (5 тавровых соединений Я находит­ ся в пределах 0—0 ,2 , а поправочная функция <рх = 1 ,0 —1,056. Для значения Я поправка на наклон трещиноподобного концентратора <р х = f iv= c o s 2y, согласно (3.19), изменяется в пределах 1,0—0,96. Произведение <px=q>iqtf* учитывающее смешанный тип нагруже­ ния в окрестности вершины концентратора, находится в пределах 1,0—1,015. Следовательно, влиянием смешанного типа нагружения в тавровых соединениях при оценке их несущей способности в ус­ ловиях квазихрупкого разрушения можно пренебречь. Аналогич­ ный вывод получен в [1 0 ] для соединений, выполненных без про­ плавления стенки тавра.

Зависимость (3.27) неудовлетворительно описывает направле­ ние старта трещины от вершины непровара в нахлесточных со­ единениях, что делает использование соотношения (3.29) пробле­ матичным при определении фх для данных соединений.

На рис. 3.8 представлена зависимость угла старта трещины ас(у*) (v* — угол наклона концентратора относительно вектора

приложенной нагрузки; у —Y — для тавровых соединений,

Рис. 3.7. Зависимость % от геометрических параметров т| и 0 тавровых (а)

инахлесточных (б) соединений.

у* = у — для нахлесточных соединений, см. рис. 3.5), полученная с учетом (3.26), (3*27) и связи у* с у для тавровых и нахлесточных соединений (кривая 1). Как показывают экспериментальные дан-

Рис. 3.8. Зависимость угла старта трещины а с от угла наклона концентратора (1 — по зависимости (3,27); 2 — по (3.30); О, □ , А — эк­ спериментальные данные

[209]).

ные [209], в диапазоне значений углов у * = 0 ... 30°, характерных дл№ нахлесточных соединений, существенно занижаются расчет­ ные значения угла ас, полученные с использованием (3.27). Экспе-

1М

риментальным значениям угла страгивания трещины ас отвечает^ линейная зависимость (см. рис. 3 .8 , прямая 2).

ас— г — Т**

(3-30)

Соотношения (3.16), (3.26) и (3.30) позволяют по параметрам нахлесточных соединений р и т] определить угол старта трещины ас, угол поворота внешней нагрузки у и параметр X. Зависимость

Л от	и р рассматриваемых соединений представлена		на рис.
3.7, б.
Для	нахлесточных	соединений при определении поправочной'
функции ф* в виде фхфх принимали выражение [28]
	Фх =	cos^ ( c°s2^ — | x s m a ) t	(3.31)

	при этом ф = / IV= sin 2Y =	1	(см. (3.19)).
		1+Х*

Для учета локальной текучести в зоне предразрушения исполь­ зовали алгоритм решения [76]). При этом полагали, что макси­ мальное раскрытие в вершине концентратора 6 происходит в на­ правлении, перпендикулярном траектории старта трещины. Пла­ стические зоны по аналогии со случаем, рассмотренным в п. 2 .2 .2 ,. заменяли дополнительными разрезами, к берегам которых прило­ жены сдвиговые и нормальные усилия (напряжения) т© и <т©, заменяющие действие удаленного пластически деформированного металла на оставшуюся упругодеформированную часть сварногосоединения. Значения т© и о© равны компонентам напряженного состояния на линиях скольжения (пластических усах) и опре­ деляются соотношениями

= 0Т sin2 ш; = - <5т Sin 2», (3.32)

где <ь — предел текучести металла шва; со=0—ас — угол между полосами пластичности и направлением старта трещины (рас­ сматривается случай плоской деформации, металл шва — иде­ ально упругопластический).

Величину раскрытия берегов дополнительных разрезов от*

сдвигающих и нормальных усилий т© н <т© определяли	как
$(t) кЦй.	(3.33)
Е ъ '

где Кт» Ко — коэффициенты интенсивности напряжений, рассчи­ тываемые с учетом смешанного типа нагружения [28]:

К(в)=*К| cos ^	cos2	—+ - Xsin<i> ];			(3.34)
		2	2	J
К (,)= - Ki 6 0 s - [ +	sin w +		X (3 cos «о — 1 )],

2 2

U P