книги / Сварные конструкции

Т а б л и ц а 6.9. Эффективные коэффициенты концентрации напряжений сварных балок с ребрами жесткости

(сталь марки М16С)

сниженными напряжениями, концентрация напряжений, вызывае­ мая ребрами, уже не является опасной и поэтому ее можно допу­ стить без опасения за прочность.

Учитывая влияние, оказываемое ребрами жесткости на вынос­ ливость элементов, воспринимающих переменные нагрузки, в мо­ стовых конструкциях разрешается приваривать их к сжатому поясу балок. В местах передачи сосредоточенных давлений (на­ пример, в местах пересечения балок) необходима плотная при­ гонка торцов ребер жесткости, которую рекомендуется осуще­ ствлять путем применения прокладок между концом ребра и поя­ сом (рис. 6.18). В случае необходимости приварки ребер жест­ кости к растянутому поясу поперечные швы, прикрепляющие ребра, рекомендуется подвергать механической обработке для со­ здания плавных переходов от шва к основному металлу. Если* же такая обработка не применяется, то необходимо соответствующим расчетом учитывать местное ослабление, создаваемое приваркой ребер, и допускать ее только в зоне.сниженных напряжений.

Прочность стыков и узлов сварных балок. Стыки балок, выпол­ няемые в заводских условиях, по прочности полностью равно­ ценны отдельным сварным стыковым соединениям, характеристика прочности которых была дана ранее. Условия выполнения мон­ тажных стыков могут в значительной мере отличаться от условий вып9 лнения сварных соединений на заводе. Это различие создается не только технологическими особенностями монтажной сварки, но также особенностями конструктивного оформления самих мон­ тажных стыков. Поэтому оценка прочности сварных соединений, выполняемых в монтажных условиях, должна быть произведена с учетом этих особенностей. При выполнении монтажных работ наиболее широкое применение имеет ручная сварка. Однако этот метод сварки не может удовлетворять всем предъявляемым совре­ менным требованиям как по производительности, так и по

конструкции стыка и технологии сварки, в том числе и при ручной сварке. Обработка поверхности швов в растянутом поясе балки, как и следовало ожидать, оказывает положительное влияние как при ручной, так и при автоматической сварке.

Кроме стыков в отдельных балках для большинства балочных конструкций характерно наличие значительного количества узлвв, в которых осуществляется сопряжение балок различного направ­ ления. Такие дзлы пересечения балок можно разделить на два основных типа: узлы первого типа, которые кроме поперечной силы должны воспринимать еще и изги­ бающий момент, и узлы второго типа, которые воспринимают в ос­ новном только поперечную силу.

В качестве примера первого типа узлов может служить пере­ сечение продольных и поперечных балок проезжей части мостового пролетного строения. Ко второму типу узлов могут быть отнесены примыкания поперечных балок к главным фермам того же соору­ жения. Подобные типы узлов ба­ лочных конструкций можно встре­ тить и в других сооружениях.

Конструкция узла, который должен'воспринимать изгибающий момент, по оформлению является более сложной. Необходимо отме­ тить, что с применением сварных соединений конструктивное оформ­ ление таких узлов получило но­ вые возможности для совершен­ ствования. Это связано главным

образом с появлением сварного соединения впритык, применение которого в конструкции такого узла позволило ввести в работу на восприятие изгибающего момента кроме стыка поясов еще и стык вертикальных стенок.

Повышение прочности узлов пересечения балок может быть достигнуто путем создания плавных переходов за счет снижения концентрации напряжений в наиболее нагруженных участках узла. Это возможно осуществить только в узлах, выполненных с применением сварки.

Результаты вибрационных испытаний сварных узлов пересе­ кающихся балок показали, что прочность этих узлов может быть не ниже прочности самих соединяемых балок. Эти испытания по­ зволили наметить также и основные формы таких узлов (рис. 6 .20).

Применение поясных вставок плавного очертания снижает кон­ центрацию напряжений в таких узлах и, кроме того, создает не­ которое усиление, которое может быть использовано для соответ­ ствующей компенсации местных вырезов, устраиваемых в верти­ кальных стенках с целью облегчения монтажной сборки и сварки.

§ 29. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА

Пример 1. Определить изгибающие моменты для неразрезной десятипролетной балки с равными пролетами длиной / = 6 м. Интенсивность нагрузок равна: постоянной q = 0,4 т/м = 0,4 X

X1<Г2 МН/м, переменной р = 2,0 т/м = 2-10" 2 МН/м. Коэффициенты перегрузки: для нагрузки q п = 1,1; для на­

грузки р п = 1,2 .

Расчетную схему десятипролетной неразрезной балки прини­ маем как для пятипролетной неразрезной балки, полагая, что из­ гибающие моменты для десятипролетной неразрезной балки в про­ летах, начиная с третьего гю восьмой включительно, будут та­ кими же, как в третьем пролете пятипролетной неразрезной балки.

Для определения наибольших значений изгибающих моментов, возможных при различной загрузке отдельных пролетов пере­ менной нагрузкой интенсивностью р, используем данные табл. 6 .1.

Пролетные моменты:

м\ = mi? /2 + m'lpl2= 0,078• 0,44.62 + 0,1.2,4.62 =

Пример 2. Подобрать профили прокатных двутавров для нераз­ резной десятипролетной балки, у которой опорами являются свар­ ные узлы, образованные в местах пересечения с главными балками балочной клетки. Условия загружения и длину пролетов принять по данным примера 1.

Учитывая возможность местного усиления в сварных узлах, определим необходимые значения моментов сопротивления про­

катных двутавров из стали марки Ст.З по изгибающим моментам

впролетах. При этом

По ГОСТ 8239—56 подбираем профили, имеющие наиболее близкие значения моментов сопротивления:

I № 30, Wx = 472 см3;

Т № 27, Wx = 371. см3;.

I № 27а, Г , = 407 см3.

При этом напряжения в них для сечений в пролете будут соот­ ветственно равны:

о* = = —ÿ 2°- = 2095 кгс/см® = 209,5 МПа;

Наиболее мощный профиль 7 № 30 следует принять в про­ летах первом и десятом. Наиболее легкий профиль J. № 27 может быть поставлен во втором и девятом пролетах.

Во всех средних пролетах, начиная с третьего, вплоть до вось­ мого включительно, следует применить профиль i № 27а,

Пример 3. Проверить напряжения в сечении второго опорного сварного узла, принимая -конструктивное оформление его в соот­ ветствии с рис. 6 .12. _

Со стороны второго пролета прокатная балка с профилем 1 № 27 имеет следующие размеры: высота профиля h = 270 мм; ширин!

Для горизонтальных фасонок, расположенных в плоскости верхнего пояса, примем сечение 8 х 150 мм2. Для вертикальной фасонки по нижнему поясу примем сечения 8 X 200 мм2.

Расстояние центра тяжести общего сечения от верхней пло­ скости

Наибольшее расстояние от центра тяжести сечения до нижней кромки вертикального ребра

Утах = 47— 14,3 = 32,7 см.

Момент инерции всего сечения относительно оси, проходящей через центр тяжести,

Jx= '£ i J — yl'%F = 34837,8 — 14,Зг-80,2 = 18397 см4.

Изгибающий момент во втором опорном узле, по данным рас­ чета, полученным в примере 1,

М а ------10,85 тс-м = — 10,85-10~2 МН-м. Наибольшее нормальное напряжение в сварном опорном узле

огаах = = — ^ S 32’7 = 1920 кгс/см* = 192 МПа.

Необходимо заметить, что размеры усиления принимаются часто по конструктивным соображениям, связанным с необходим мостью создания жесткости узла, обеспечивающей статическую неизменяемость балочной клетки.

Пример 4. Определить прогиб в третьем пролете нердзрезной балки, принятой в примерах 1 и 2 .

Расчетную схему балки в третьем пролете примем такой же, как для балки, свободно опертой на две опоры, нагруженной равно-

мерно распределеннойнагрузкой интенсивностью q' = q + р и опорными моментами на опорах, равными опорным моментам М 2 и Мъ неразрезной пятипролетной балки.

При этом прогиб от равномерно распределенной нагрузки <f будет равен

От опорных разгружающих моментов обратный прогиб

Значения опорных моментов в этом случае должны быть опре­ делены для наихудшего варианта загрузки третьего пролета. Для этого варианта значения опорных моментов в примере 1 вычислены не были (там были вычислены наибольшие значения опорных мо­ ментов при наиболее опасном для них варианте загружения, ко­ торый с данным вариантом не совпадает).

При этом, в соответствии с данными табл. 6.1, будем иметь

М2 = Мв = —0,079<//2 — 0,04/?/2 = —0,079‘0,44 «б2 —

—0,04‘2,4‘62 = —1,25— 3,44 =

=—4,69 тс• м = —4,69-10” 2 МН-м. Обратный прогиб

Таким образом, нормы жесткости, установленные данными, приведенными в табл. 6 .3 , для данного случая обеспечены.

Пример 5. Определить опорные реакции и построить эпюру перерезывающих сил и эпюру изгибающих моментов для балки на двух опорах, нагруженной рядом сосредоточенных сил, по схеме, представленной на рис. 6.3.

Пролет балки L = 16 м; расстояние между силами 1Х= 2 м; значение сосредоточенной силы, вычисленное с учетом коэффи­ циента перегрузки Р = 24 т.

2 . Определяем перерезывающие силы в местах приложения внешних сил:

<& = /?„— £- = 9 6 _ - |- = 84 тс = 0,84 МН;

Qa = Qa— P =* — 12 — 24 = —36 тс = —0,36 MH;

= Qe — P = —36 — 24 = —60 тс = —0,6 MH;

Qi = Qa— P = —60 — 24 = .—84 тс = — 0,84 MH.

3. Определяем изгибающие моменты в местах приложения

По данным значениям перерезывающих сил и изгибающих моментов можно построить их эпюры, которые будут подобны эпю­ рам, приведенным на рис. 6 .3 .

Пример 6 . Определить высоту вертикальной стенки сварной составной двутавровой балки из стали марки Ст. 3, нагруженной по схеме, принятой в примере 5 .

Исходя из условий жесткости, в соответствии с формулой (6 .11), высота вертикальной стенки сварной балки должна быть

Всоответствии с данными табл. 6.3 принимаем:

-у-= 400.

При этом

2100-400

2,МО» 1600= 131 см.

Исходя из условий обеспечения наименьшего веса высота верти­ кальной стенки, в соответствии с формулой (6.14), должна быть

Предварительно задаемся значением толщины стенки, прини­ мая его равным s = 8 мм. При этом

Если принять толщину стенки несколько меньшей — s = = 6 мм, то значение высоты соответственно будет

3 | /i38.400000 = 175 С М .

0 6-2100

Можно в данном случае принять высоту вертикальной стенки, руководствуясь условием получения наименьшего веса, так как условие жесткости при этом будет безусловно выполнено.

Таким образом, поставленная задача может иметь следующие два варианта решений, окончательный выбор которых будет за­ висеть от выбора толщины стенки, которая на данном этапе рас­ чета принята ориентировочно:

веса, приведенной на рис. 6.4, высота, определяемая по фор­ муле (6.14), может быть несколько изменена (в пределах ±20%) без значительного увеличения веса.

Пример 7. Определить толщину вертикальной стенки сварной составной балки применительно к данным примера 5, руковод­ ствуясь данными, полученными, в примере 6.

Исходя из условий устойчивости толщина вертикальной стенки, в соответствии с формулами (6.16) и (6.19), определяется следую­ щим образом:

а) при отсутствии горизонтального ребра жесткости

б) при наличии горизонтального ребра жесткости

Значения коэффициентов 0Хи 03, по данным табл. 6.4, при напряжениях R = 2100 кгс/см2 равны:

0! = 178; 03 = 361.

Руководствуясь этими данными, можно найти значение высоты, которое может быть допустимо по условиям устойчивости стенки,