CC BY
0
Несущая способность кольцевых фланцевых соединений электросварных труб разного диаметра
А.Е. Кубасевич, А.В. Ковалевский
Санкт-Петербургский государственный архитектурно-строительный университет, Санкт-Петербург
Аннотация: Для разработки методики оценки прочности кольцевых фланцев проведены исследования несущей способности монтажных соединений электросварных труб разного диаметра. В расчетах использовался компонентный метод конечных элементов (КМКЭ), реализованный в программном комплексе IDEAStatiCa Connection. Для верификации полученных результатов были выполнены численные эксперименты в программном комплексе ANSYS. Анализ результатов показал, что границы применимости КМКЭ при расчетах таких узлов следует ограничить отношением диаметров к толщине стенок труб D1/t1 до 40. Для практического применения предложены формулы проверки прочности кольцевых фланцев, учитывающие ослабление пластин отверстиями под болты. Ключевые слова: несущая способность, кольцевые фланцы, электросварные трубы, монтажные соединения, прочность, компонентный метод, численный эксперимент.
Введение
Круглые трубы представляют собой оптимальное сечение для каркасов вытяжных башен, дымовых труб и других высотных сооружений. Это обусловлено несколькими факторами: меньшая интенсивность ветровой нагрузки на профили данного сечения по сравнению с другими, их высокая устойчивость к коррозии и экономичность. Как правило, монтаж соединений таких труб осуществляется с использованием фланцев (монтажная сварка имеет множество недостатков, в том числе низкую усталостную долговечность).
В российской литературе рекомендации и формулы для расчета безреберных фланцевых узлов соединений круглых электросварных труб в контексте проектирования антенно-мачтовых сооружений представлены в работах [1-3]. Более структурированные методики расчета таких узлов имеются в зарубежной литературе, при действии статической нагрузки в [45], при нагрузке, приводящей к усталостным повреждениям, в [6]. Для соединений труб, в особенности значительного диаметра, наиболее
М Инженерный вестник Дона, №7 (2024) ivdon. ru/ru/magazine/archive/n7y2024/9321
экономически эффективными являются кольцевые фланцы. Существующие методики расчета таких узлов, приведенные в работах [2-3], жестко ограничены параметрами соединений, не отражающими полный спектр применяемых труб, кроме того не учитывается возможная разница в диаметрах, обусловленная переменностью сечения по высоте сооружений.
В настоящей работе приводятся результаты исследований несущей способности кольцевых фланцевых соединений электросварных труб разного диаметра, предложена методика расчета соединительных фланцев на прочность, которая может быть использована при их проверках.
Методы
Решение поставленной задачи базировалось на применении компонентного метода конечных элементов (КМКЭ), реализованного в программном комплексе IDEAStatiCa Connection, общая методика которого излагалась в работе [7]. Результаты исследований сравнивались с расчетами по методике, приведенной в работах [2-3], с данными, приведенными в Серии 3.400-8 (Выпуск 2), и с результатами численного эксперимента, реализованного методом конечных элементов с использованием инструментария ANSYS.
Результаты
Исследования проводились для нескольких типов фланцевых стыков из электросварных труб разного диаметра (см. рис. 1), параметры которых были приняты с учетом анализа наиболее применяемых сечений согласно Серии 3.400-8 (Выпуск 2). Всего для расчетов было принято четыре типа узлов с соотношениями диаметров поясов D1/D2=0,802_ 0,906, их параметры приведены в табл. 1 . Исследования узлов проводились при различных толщинах фланцев /фл (от 25 до 45 мм), принимаемых одинаковыми по обе стороны от стыка. Материал элементов стальных конструкций - сталь класса С255 (диаграмма работы материала показана на рис. 2) Материал для
и
сварки - электроды Э42, для упрощения расчетов соединения принимались с полным проваром. Класс прочности болтов во всех соединениях 10.9, класс точности - В.
Рис. 1. Фланцевые соединения электросварных труб разного диаметра
Таблица № 1
Параметры фланцевых стыков электросварных труб
№ типа АМ, мм А^2, мм А/А А, мм Офл, мм пь ^, мм
1 219/7 273/8 0,802 370 460 8 30
2 273/8 325/9 0,840 450 570 10 36
3 426/5 480/5 0,888 570 660 10 30
4 480/5 530/7 0,906 650 770 12 36
о 1
Рис. 2. Обобщенная диаграмма работы стали
и
Несущая способность фланцевых узлов на растяжение оценивалась в зависимости от толщины фланцев, предельные пластические деформации ограничивались 3еу\ Примеры характерных изополей эквивалентных напряжений при трубах с соотношениями В1/В2 0,802 и 0,906 показаны на рис. 3. Зависимости несущей способности узлов от толщин фланцев в интервале /фл=25...45 мм показаны на графиках рис. 4. Для комплексной
оценки они представлены в относительных параметрах Nр = Ы1 / , где
то
Но = 664 кН- максимальная несущая способность фланцевого соединения типа №1 (см. табл. 1) при /фл=25 мм, более наглядно в табличном виде результаты приведены в табл. 2.
Рис. 3. Изополя эквивалентных напряжений фланцевых узлов из электросварных труб: а) тип №1; б) тип №2
1 СП 294.1325800.2017 Конструкции стальные. Правила проектирования. М.: Минстрой России, 2017. 167 с.
и
Рис. 4. Несущая способность узлов в зависимости от толщины фланцев
Таблица 2
Несущая способность фланцевых стыков электросварных труб разного
—1Б
диаметра N р
^фл № типа узла по табл. 1
1 2 3 4
25 1,000 1,297 1,831 1,801
30 1,152 1,453 2,036 2,168
36 1,434 1,854 2,414 2,688
40 1,602 2,130 2,643 3,008
45 1,824 2,449 2,883 3,340
По результатам расчетов было выявлено, что во всех случаях наибольшие напряжения возникают во фланце по сторону стыка с меньшим диаметром трубы (см. рис. 3). Во всех случаях общий характер изменения несущей способности соединений на растяжение в зависимости от толщин фланцев -однородный.
Предельное продольное усилие узлов с кольцевыми фланцами при работе на растяжение согласно методикам расчета, приведенным в [2-3], определяется по формуле:
NRM = ¿Мл(1)
и
где - расчетное усилие растяжения в поясе; к1 = Я^/240, Яуп -нормативный предел текучести стали, МПа; к2 - коэффициент, принимаемый по вспомогательным таблицам в зависимости от отношений геометрических параметров: Лфл/А, А/Д D/t, ?фл/?. Приведенные табличные значения коэффициента к2 подсчитаны в предположении, что в фибрах, расположенных по окружности с радиусом D, возникают напряжения,
л
равные пределу текучести стали 240 Н/мм . Следует отметить, что в данной методике не учитываются ослабления фланцев отверстиями под болты и возможная разница диаметров стыкуемых труб.
При расчетах по упомянутой методике имеются ограничения: отношение Dфл/D находится в интервале от 1,2 до 2, DфЛ/Db - от 1,2 до 1,4, tфл/t - от 3 до 7 и D/t - от 5 до 15. Взаимоотношения диаметров Dфл, Dъ и D в большинстве случаев охватывают спектр проектируемых узлов, однако, многие встречающиеся в практике взаимоотношения диаметров к собственным толщинам труб и фланцев часто выходят за указанные диапазоны, поэтому использовать справочные таблицы не представляется возможным. В работе [8] имеются формулы, в целом подтверждающие табличные значения, которые можно использовать для сравнения с результатами, полученными при помощи КМКЭ. В упрощенном виде формулу для определения предельных усилий можно представить в следующем виде (ввиду громоздкости подробное содержание формул в настоящей работе опущено):
> 2 п
__> КуУс_
6 • /(% / д, Бь / А Б / г, гфл / 0' ( )
где f(DфЛ/Db, Db/D, D/t, tфл/t) - вычисляемый коэффициент, зависящий от соотношений геометрических параметров соединения.
Сравнение предельной несущей способности фланцевых узлов
электросварных труб на растяжение, полученных по КМКЭ N
* и
М Инженерный вестник Дона, №7 (2024) ¡\с1оп. ru/ru/magazine/arcЫve/n7y2024/9321
вычисленных по формуле (2) Nш, приведены в табл. 3, при этом в расчетах принималось, что Р Дополнительно приведены данные по несущей
способности соединений при работе на растяжение из Серии 3.400-8 (Выпуск
2) №ер.
Таблица 3
Предельная несущая способность фланцевых стыков электросварных труб
разного диаметра ^ и
№ типа ^фл NRM
1 25 512 245
30 590 297
36 734 378 456
40 820 442
45 934 534
2 25 664 305
30 744 358
36 949 437
40 1091 502 929
45 1254 596
3 25 938 307
30 1043 371 346
36 1236 473
40 1353 554
45 1476 671
4 25 922 311
30 1110 377
36 1376 481
40 1540 564
45 1710 684 867
Из табл. 3 видно, что при малых отношениях диаметров труб к их толщинам (А/?!<40) результаты расчетов по КМКЭ демонстрируют хорошую сходимость с данными из Серии 3.400-8 (Выпуск 2) с поправками на запасы, заложенные разработчиками серии в 1980 году, отклонения составили 61% и 17% соответственно для узлов типов №1 и №2. Однако, при значительных соотношениях Р1/?1>75 расхождения составляют два и более
и
раза. Расчеты по справочным методикам значительно расходятся с расчетами на базе КМКЭ, и в целом дают более консервативные результаты по сравнению с данными из серии.
Для верификации полученных результатов был проведен численный эксперимент в программном комплексе ANSYS для узлов, в которых имеются наибольшие расхождения. Общая методика расчета узлов стальных конструкций в твердотельной постановке приводится в работах [7,9,10]. Проводился расчет узлов типов №1, №3 и №4 (при толщинах фланцев соответственно 36, 30 и 45 мм, согласно серии) с учетом физической нелинейности стали и материала шва. Контактные пары фланцев и труб моделировалась конечными элементами типов TARGE 174 и CONTAC174, тип контакта был принят как Frictionless. Деформированные схемы узлов показаны на рис. 5 (для упрощения модели болтов скрыты).
Рис. 5. Деформированные схемы узлов в АКБУБ: а) тип №1, tфЛ =36 мм;
б) тип №4, tфЛ =45 мм Несущая способность соединения при действии растягивающих усилий, определенная по результатам расчетов в АКБУБ, составила Ж1=517 кН, N2=425 кН и N$=1110 кН (с использованием КМКЭ ^1=734 кН, N^=1043 кН и N^=1710 кН). Согласно данным из Серии 3.400-8 (Выпуск 2), значения предельных усилий составляют: #1=456 кН, #2=346 кН и #3=867 кН,
расхождения с данными из серии не превышают 28%, что в целом соответствует запасам прочности, закладываемым коэффициентами надежности при расчетах по предельным состояниям. Следует подчеркнуть, что для полного подтверждения результатов требуются проведение натурных испытаний подобных узлов. Расхождения с КМКЭ при D1/t1>75 составляют до 60%, при D1/t1<40 - до 30 %, во всех случаях в сторону завышения предельной несущей способности.
Обсуждение
На основе сравнительного анализа результатов расчетов КМКЭ и численного эксперимента можно сделать вывод, что при соотношениях D1/t1>75 КМКЭ не применим для разработки инженерной методики оценки прочности фланцев. Это связано с тем, что при малых толщинах труб больших диаметров часть ее деформируется таким образом, что на стыке с фланцами она принимает форму усеченного конуса (что видно на деформированных схемах узлов на рис. 5). Жесткость упругой заделки фланца в стенку трубы значительно снижается, что не может быть учтено в расчетном комплексе IDEAStatiCa Connection, поскольку в нем модели труб и фланцев представлены плоскими пластинами, жестко закрепленными в узлах приварки (см. рис. 3).
Границы применимости КМКЭ следует ограничить отношением D1/t1 до 40. В практическом применении для проверки прочности фланца по одну сторону стыка от действия растягивающего усилия предлагается использовать формулы, приведенные в британских нормах2, в которых сопротивление кольцевого фланца на изгиб определяется с учетом ослаблений отверстиями. Упрощенные и приведенные по форме к российским нормам проектирования формулы проверки прочности
2 BS EN 1591-1:2001 Flanges and their joints — Design rules for gasketed circular flange connections - Part 1: Calculation method / European committee for standartization. Brussels: CEN, 2001. 52 p.
кольцевого фланца при соединении труб разного диаметра будут выглядеть следующим образом:
где N - усилие растяжения в поясе; Мфл - расчетный момент во фланце; ^фл - приведенное сопротивление фланца на изгиб, определяемое в зависимости от диаметра болтовой окружности, количества и диаметров отверстий под болты и толщины фланцев; ус - коэффициент условий работы, который следует принимать в зависимости от толщины фланцев: 1,1 при К30 мм; 1,0 при 30<К40 мм и 0,9 при 1>40 мм.
Сравнение несущей способности фланцевых соединений электросварных труб разного диаметра, определенной с помощью КМКЭ и вычисленной по формуле (3), показало хорошую сходимость, расхождение в среднем составило 32,4%. Такой запас позволяет учесть влияние остаточных сварочных напряжений, геометрических несовершенств труб и пр. Как видно из формул (4) и (5) толщина фланца во многом зависит от соотношения диаметра расстояния по осям болтов к диаметру трубы. Снижение расхода стали может быть достигнуто выбором оптимальных размеров Въ и Рфл, для чего, например, можно использовать больше болтов относительно малого диаметра. Также следует отметить, что предлагаемая методика подлежит уточнению при получении данных о влиянии соотношений прочности фланцев и труб и несовершенств на работу узла и результатов натурных испытаний.
(3)
2
(4)
(5)
Для разработки инженерной методики расчета при отношении D1/t1>75 следует проводить дополнительные численные и натурные эксперименты. Приближенно для таких соединений допускается применять методики, дающие консервативные результаты, такие, как те, которые представлены в [10].
Выводы
1. Из анализа российской и зарубежной литературы по расчету кольцевых фланцевых стыков электросварных труб следует, что на сегодняшний день отсутствует алгоритм для расчета соединений труб разного диаметра. Предлагаемая методика, учитывающая ослабления фланцев отверстиями под болты, позволит оценить прочность кольцевого фланца узла.
2. При соотношениях D1/t1>75 КМКЭ не применим для корректной оценки прочности соединения. Границы применимости следует ограничить отношением D1/t1 до 40.
В дальнейшем планируется провести исследование работы кольцевого фланцевого соединения электросварных труб разного диаметра на сжатие, а также особенностей работы угловых сварных швов. Результаты, изложенные в данной статье, могут быть использованы при разработке соответствующих нормативных методик.
Литература
1. Морозов Е.П., Шофлер Л.В. Особенности проектирования антенно-мачтовых сооружений длинноволновых радиостанций // Материалы по металлическим конструкциям: Сб. Вып. 15. М., Стройиздат, 1970. С. 93-106.
2. Соколов А.Г. Металлические конструкции антенных устройств. М.: Стройиздат, 1971. 239 с.
3. Соколов А.Г. Опоры линий передач. М.: Госстройиздат, 1961. 172 с.
4. Igarashi, S., Wakiyama, K., lnoue, K., Matsumoto, T., and Murase, Y. Limit design of high strength bolted tube flange joint, Part 1 and 2. Journal of Structural
and Construction Engineering, Transactions of AIJ. Department of Architecture Reports, Osaka University, Japan, 1985. Pp. 52-66
5. Wardenier, J., Kurobane, Y., Packer, J.A., Vegte, G.J. van der, Zhao, X.-L. Design guide for circular hollow section (CHS) joints under predominantly static loading. CIDECT, Geneva, Switzerland, 2008. 142 p.
6. X.-L. Zhao, S. Herion, J. A. Packer, R. S. Puhtli, G. Sedlacek, J. Wardenier, K. Weynand, A. M. van Wingerde, N. F. Yeomans Design guide for circular and rectangular hollow section welded joints under fatigue loading. TUV-Verlag, 2000. 121 p.
7. Мамедов Ш.М., Хегай T.C., Кубасевич А.Е., Ковалевский А.В. Несущая способность усиленных узлов стальных ферм из гнутосварных профилей на продавливание // Инженерный вестник Дона, 2023, № 6 URL: ivdon.ru/ru/magazine/archive/n6y2023/8486.
8. Соколов А.Г. Действительная работа фланцевых соединений // Материалы по стальным конструкциям: Сб. №2, 1958. С. 151-155.
9. Кубасевич А.Е. Работа подкрановых балок с усталостными трещинами в зоне сжатого пояса // Вестник гражданских инженеров, 2021, № 3. С. 64-70.
10. Трастян Н.А., Линьков Н.В. Разработка рамных узлов стальных конструкций с учетом пластических деформаций // Инженерный вестник Дона, 2019, № 1. URL: ivdon.ru/ru/magazine/archive/n1y2019/5646
References
1. Morozov E.P., Shofler L.V. Materialy po metallicheskim konstruktsiyam: Sb. Rel. 15. Moskva, Stroyizdat, 1970. Pp. 93-106.
2. Sokolov A.G. Metallicheskie konstruktsii antennykh ustroystv [Metal structures of antenna devices]. Moskva: Stroyizdat, 1971. 239 p.
3. Sokolov A.G. Opory liniy peredach [Transmission line supports]. Moskva: Gosstroyizdat, 1961. 172 p.
4. Igarashi, S., Wakiyama, K., lnoue, K., Matsumoto, T., and Murase, Y. Limit design of high strength bolted tube flange joint, Part 1 and 2. Journal of Structural and Construction Engineering, Transactions of AIJ. Department of Architecture Reports, Osaka University, Japan, 1985. Pp. 52-66
5. Wardenier, J., Kurobane, Y., Packer, J.A., Vegte, G.J. van der, Zhao, X.-L. Design guide for circular hollow section (CHS) joints under predominantly static loading. CIDECT, Geneva, Switzerland, 2008. 142 p.
6. X.-L. Zhao, S. Herion, J. A. Packer, R. S. Puhtli, G. Sedlacek, J. Wardenier, K. Weynand, A. M. van Wingerde, N. F. Yeomans Design guide for circular and rectangular hollow section welded joints under fatigue loading. TUV-Verlag, 2000. 121 p.
7. Mamedov Sh.M., Khegay T.C., Kubasevich A.E., Kovalevskiy A.V. Inzhenernyj vestnik Dona, 2023, № 6. URL: ivdon.ru/ru/magazine/archive/n6y2023/8486.
8. Sokolov A. G. Materialy po stal'nym konstruktsiyam: Col. №2, 1958. Pp. 151-155.
9. Kubasevich A.E. Vestnik grazhdanskikh inzhenerov, 2021, № 3. Pp. 64-70.
10. Trastyan N.A., Lin'kov N.V. Inzhenernyj vestnik Dona, 2019, № 1. URL: ivdon.ru/ru/magazine/archive/n 1y2019/5646
Дата поступления: 27.04.2024 Дата публикации: 25.06.2024
