К вопросу теплового ослабления растянутых стержней стальных ферм покрытий, усиливаемых с применением сварки

Полный текст

Российская Федерация обладает огромным количеством промышленных предприятий, требующих реконструкции. В значительном большинстве это здания каркасного типа с несущими конструкциями из стали. Многие претерпели к настоящему времени определённый износ. Факторы износа и вероятного увеличения нагрузок на каркасы неизбежно потребуют усиления основных несущих конструкций, в том числе и стальных ферм покрытия.

Часто и эффективно усиление таких ферм достигается увеличением сечений отдельных, наиболее напряженных, в том числе и растянутых, стержней путём присоединения к ним на сварке дополнительных стержневых элементов.

Сварка – это, с одной стороны, все её технологические моменты, с другой – все её последствия (разогрев, деформации), т. е. всё то, что негативным образом влияет на работу как свариваемых, так и сваренных стержней.

Влияние сварки на работу растянутых стержней комплексно не исследовалось ни в одной из известных работ в области усиления [1, 2]. Этим объясняется разноречивость различных рекомендаций по технологиям усиления [1–7], создающая серьёзные проблемы для эксплуатационников. Особо следует отметить, что без привязки к технологиям сварки предлагаются разные величины предельно допускаемых при усилении нагрузок: 0,4–0,8 от предельных расчётных для усиливаемых элементов.

Анализ результатов многочисленных обследований показывает, что при эксплуатации промышленных зданий довольно часто имеет место скопление пыли на покрытиях, образование плотных, тяжёлых корок, увеличивающих постоянную составляющую нагрузок. При этом фермы могут работать под нагрузками, близкими к предельным расчетным. Учитывая еще и проблему коррозии, выполнение существующих рекомендаций по ограничению уровня нагрузок при усилении, в большинстве случаев требует разгрузку ферм от части покрытия, что влечёт за собой не только расходы, но и потери от остановки производственных процессов внутри реконструируемых зданий.

В данной статье приводятся некоторые результаты исследований напряженно-деформированного состояния растянутых стержней в процессе их усиления методом увеличения сечения. Целью их являлась разработка рациональной сварочной технологии усиления высоконапряженных растянутых стержней из парных уголков стальных стропильных ферм, а также выявление критериев определения предельно допустимой при усилении нагрузки.

Задачу определения тепловых ослаблений можно рассмотреть на простейшем примере наплавки шва на полосовой элемент (рис. 1), учитывая то, что уголковый стержень фермы фактически представляет собой полосовые пластины, жёстко соединенные друг с другом в единое целое.

 

Рис. 1. К вопросу определения разогрева полосы

 

В процессе перемещения сварочной дуги будет иметь место разогрев полосы и в продольном, и в поперечном направлении. Температуру каждой точки в данном случае можно определить с достаточной для инженерных расчётов точностью по схеме подвижного линейного источника постоянной погонной мощности q_п [8]:

$T\left(y,t\right)=\frac{q_{\text{П}}}{\delta \sqrt{\text{4}\pi \lambda \text{с}\gamma t}}\cdot e^{-\frac{y^2}{4at}},$(1)

где δ – толщина полосы; а – коэффициент теплоотдачи; с – удельная массовая теплоёмкость; γ – объёмная плотность материала; λ – коэффициент теплопроводности.

Величина погонной тепловой мощности сварки q_п может быть определена как

$q_{\text{п}}=\frac{\mathrm{0,24}\eta UJ}{V}$, (2)

где η – эффективный КПД процесса нагрева (при сварке металлическими электродами η = 0,7–0,85 [9]; U – падение напряжения на дуге; J – сварочный ток; V – скорость сварки.

Таким образом, в конкретный момент времени t разогрев элемента будет определяться соответствующим распределением изотерм (см. рис. 1).

Величина теплового ослабления полосы может быть определена площадью сечения, которая выключится в процессе сварки из работы, т. е. потеряет способность сопротивляться развитию деформаций. Температура, при которой материал становится неспособным к сопротивлению, называется расчётной. Для низкоуглеродистой стали такой расчётной температурой считается Т_Р = 600 ºС [8].

Исходя из вышеизложенного, величина площади ослабления сечения будет определяться как

А = 2Y_maxδ, (3)

где 2Y_max – искомая максимальная ширина развития «пятна» ослабления, т. е. площади, ограниченной изотермой Т = 600 °С (см. рис. 1).

Примем в выражении (1) Т(y, t) = 600 °С, t = x/V, подставим численные значения с = 0,16 кал/ч·°С, γ = 7,87 г/см³, λ = 0,107 кал/см·с·°С, а = 0,0845 см²/с и из полученного уравнения найдём y:

$y=\pm \sqrt{\frac{x\ln \left(q_{\text{П}}/774\delta \sqrt{x/V}\right)}{\pi V}.}$(4)

Продифференцируем функцию (4) по х, приравняем полученное выражение нулю, т. е. dy/dx = 0, и определим х, при котором Y имеет экс-тремальное значение:

$X_{y\text{ max}}=\frac{q_{\text{П}}^{2}V}{{774}^2{\delta }^{2}e}.$(5)

Подставив (5) в (4), получим выражение для определения Y_max, т. е. максимальной ординаты «пятна» ослабления, заключённого внутри изотермы 600 ºС (см. рис. 1):

$Y_{\max }=\pm \frac{q_{\text{П}}}{\text{3200}\delta }.$(6)

Как видно из выражения (6), величина Y_max зависит от погонной энергии сварки и толщины элемента, что позволяет сделать вывод о принципиальной возможности регулирования «пятна» ослабления путём варьирования технологическими параметрами сварочного процесса.

В случае усиления при наплавке связующих сварных швов, тепловая энергия дуги распределяется на основной (усиливаемый) и дополнительный (усиливающий) элементы. При сварке угловых сварных соединений части погонной энергии, вводимой в свариваемые элементы, могут быть определены в зависимости от соотношения толщин. В частности, в случае таврового соединения (рис. 2) погонные энергии, вводимые в основной и усиливающий элементы, могут быть вычислены в соответствии с [9] по формулам:

$q_{\text{П}}^{\text{0}}=q_{\text{П}}\frac{2{\delta }_0}{2{\delta }_0+{\delta }_{\text{У}}};$(7)

 

$q_{\text{П}}^{\text{У}}=q_{\text{П}}\frac{{\delta }_{\text{У}}}{2{\delta }_0+{\delta }_{\text{У}}},$(8)

где q_п – полная погонная энергия сварки; δ₀, δ_У – толщина соответственно полос или полок уголков основного стержня и элемента усиления (см. рис. 2).

 

Рис. 2. К расчёту тепловых ослаблений в соединении

 

Приведённые формулы справедливы и для низколегированных, и для низкоуглеродистых сталей и дают достаточно точные результаты при соотношении толщин δ₀/δ_У ≤ 1,7. Учитывая (6) – (8), максимальная ширина «пятен» теплового ослабления сваркой основного и усиливающего элементов (см. рис. 2) может быть определена как

$Y_{\max }^0=\pm \frac{q_{\text{П}}^{\text{0}}}{\text{3200}{\delta }_0};$(9)

 

$Y_{\max }^{\text{У}}=\frac{q_{\text{П}}^{\text{у}}}{\text{3200}{\delta }_{\text{У}}}.$(10)

Общий подход к решению проиллюстрируем на конкретном примере усиления. Основной стержень примем в виде полосы с пластинами по концам, имитирующими фасонки ферм. Элемент усиления примем также полосовой, с присоединением к основному на сварке втавр (рис. 3).

 

Рис. 3. К вопросу о порядке наплавки сварных швов

 

Несущая способность растянутых стержней определяется прочностью в пределах упругой работы. В процессе усиления важнейшим моментом являются их тепловые ослабления: выпадение из работы частей сечений, разогретых выше температуры, при которой сталь перестает сопротивляться деформациям.

Решая вопрос о порядке наплавки швов, можно заметить, что все возможные (предлагаемые в разных источниках) технологии присоединения элементов усиления можно свести к двум основным, принципиально разным сварочным технологиям (см. рис. 3):

– первая – с наплавкой первоначально сварных швов поз. 2, а затем швов поз. 1 и 3 по концам усиливаемого элемента;

– вторая, наоборот, – с первоначальной наплавкой швов поз. 1 и 3 по концам основного стержня (в пределах фасонок) и последующим нанесением швов поз. 2.

Рассмотрим влияние каждой технологии на напряженное состояние усиливаемого стержня.

При усилении по первой технологической схеме первоначальная наплавка швов поз. 2 приводит к появлению теплового ослабления основного стержня («пятно» внутри изотермы 600 °С) и, таким образом, уменьшению его несущей способности. Элемент усиления ещё не работает: совместная работа обоих стержней достигается лишь наплавкой швов по концам.

Отсюда, условие обеспечения несущей способности стержня в процессе усиления (сварки) следует рассматривать по сечению 2–2; оно будет иметь вид:

(А₀ – А₀^СВ)σ_Т^о ≥ N, (11)

где N – усилие, действующее в основном стержне; σ_Т^о – предел текучести материала основного стержня; A₀ – площадь сечения основного стержня; А₀^СВ – площадь теплового ослабления сечения основного стержня; определяется в зависимости от погонного тепловложения, типа соединения, толщин свариваемых элементов.

При усилении по второй технологической схеме наплавка швов поз. 1 и 3 приводит к тепловому ослаблению основного стержня, но оно может быть компенсировано сечениями фасонок; при последующей наплавке швов поз. 2 (после остывания швов поз. 1 и 3) основной и усиливающий элементы получают ослабление, но работают совместно.

В этой связи несущую способность усиливаемого стержня в данном случае необходимо рассматривать по сечениям 1–1 и 2–2 (см. рис. 3). Условие обеспечения несущей способности усиливаемого стержня по сечению 1–1 будет выражаться следующей формулой:

(А₀ – А₀^СВ)σ_Т^о + А_Фσ_Т^Ф ≥ N, (12)

где σ_Т^Ф – предел текучести материала фасонок; A_Ф – минимальная площадь сечения фасонок (сечение 1–1).

Условие обеспечения несущей способности усиливаемого стержня по сечению 2–2 будет иметь вид:

(А₀ – А₀^СВ)σ_Т^о + (А_у – А_у^СВ)σ_Т^у ≥ N, (13)

где σ_Т^у – предел текучести материала элемента усиления; А_у – площадь сечения элемента усиления; А_у^СВ – площадь ослабления сваркой сечения элемента усиления; определяется в зависимости от погонного тепловложения, типа соединения, толщин свариваемых элементов.

Рассмотрим теперь неравенства (11)–(13) с позиции назначения предельно допустимой при усилении нагрузки. Для этого произведём преобразования, введя в неравенства выражение несущей способности основного стержня до усиления [N] = σ_Т^о А₀.

Неравенство (11) в этом случае примет вид:

[N] (1 – А₀^СВ/А₀) ≥ N. (14)

Таким образом, рассматривая неравенство (14), можно сделать вывод, что усиление растянутого стержня в случае наплавки соединительных швов сначала между фасонками с последующим соединением концов основного и усиливающего стержней возможно лишь при усилии в нём N, находящемся в пределах определенной доли несущей способности, т. е. N ≤ K[N], где коэффициент ослабления K = 1 – А₀^СВ/А₀, 0 ≤ K < 1 зависит от погонного тепловложения при сварке, геометрических размеров сечений элементов, схем их соединения.

Неравенства (2) и (3) в результате преобразований примут следующий вид:

N ≤ [N] + (А_Фσ_Т^Ф – А₀^СВσ_Т^о), → (15)

 

N ≤ [N] + (А_уσ_Т^у – А_у^СВσ_Т^у – А₀^СВσ_Т^о). (16)

Выражения (15) и (16) определяют критерии возможности проведения усиления растянутых стержней по 2–й технологической схеме, т. е. с соединением сначала концов основного и усиливающего стержней наплавкой швов в пределах фасонок с последующим нанесением остальных соединительных швов.

В данном случае возможно проведение усиления практически при усилии в стержне, равном его несущей способности. Для этого необходимо выполнение двух условий:

₀^СВσ_Т^о ≤ А_Фσ_Т^Ф, (17)

 

А₀^СВσ_Т^о ≤ (А_y – А_y^СВ)σ_Т^y , (18)

то есть ослабление сваркой основного стержня должно быть компенсировано, во-первых, сечениями фасонок и, во-вторых, неразогретой (выше 600 °С) частью сечения элемента усиления.

Приведенные выше теоретические выкладки были проверены экспериментально, на натурных стержнях (см. рис. 3). Усиление стержней проводилось по 2-й технологической схеме при нагрузках, вызывающих усилия, абсолютно близкие к нормативным (определенным по σ_Т) значениям несущей способности. Стержни были поделены на две группы. При испытании стержней 1-й группы сварка выполнялась на режимах, при которых по теории (формулы (17), (18)) должна была обеспечиваться (на пределе) их несущая способность. Образцы 2-й группы усиливались при более высоких значениях величин погонного тепловложения. По теории они должны были «потечь» при наплавке промежуточных швов (см. рис. 3, поз. 2).

На рис. 4 и 5 представлены графики продольных деформаций двух образцов (1-й и 2-й групп) в процессе их испытаний до потери несущей способности. Оба образца нагружались до текучести (0–1). Далее нагрузка немного сбрасывалась до стабилизации стержней (1–2) и производилась наплавка соединительных швов: сначала по концам в пределах фасонок, затем промежуточных.

 

Рис. 4. Работа одного из стержней 1-й группы

 

Рис. 5. Работа одного из стержней 2-й группы

 

Как видно из графиков, при наплавке всех швов на стержень 1-й группы удлинения не отмечались (точка 2). При наплавке же промежуточных швов на стержень 2-й группы имели место удлинения (площадка 2–3).

Таким образом, полученные экспериментально результаты подтвердили теоретические обоснования, что дало возможность сделать следующие выводы:

1. Величины усилий, при которых возможно безопасное проведение усиления растянутых стержней, зависят от их сечений, сечений элементов усиления, прочностных характеристик основных и усиливающих элементов, а также технологических параметров сварки.
2. Усиление растянутых стержней стальных уголковых сварных ферм возможно при полной для них расчётной нагрузке. Для этого необходимо применение порядка сварки с наплавкой связующих швов сначала по концам (в пределах фасонок) и только затем, после их остывания, в промежуточных сечениях, а также применение режимов сварки, при которых величина теплового ослабления сечений усиливаемых стержней компенсируется сечениями фасонок и неразогретыми (выше 600 °С) частями сечений элементов усиления.
3. В случае применения порядка сварки с первоначальной наплавкой связующих швов по концам стержней и при известных сечениях элементов усиления, безопасные режимы сварки при усилении растянутых уголковых стержней ферм вполне могут быть определены по предлагаемой методике.

Об авторах

Игорь Константинович Родионов

Тольяттинский государственный университет

Автор, ответственный за переписку.
Email: inmylave@mail.ru

кандидат технических наук, доцент Центра архитектурных, конструктивных решений и организации строительства

Россия, Тольятти; Тольятти

Игорь Игоревич Родионов

ПАО «РОСБАНК»

Email: inmylave@mail.ru

специалист

Россия, Самара

Список литературы

Дополнительные файлы