книги / Прочность конструкций при малоцикловом нагружении
..pdfРис. 9.1. Распределение частот разрушения в зависимости от срока эксплуа тации конструкций
а статически нагруженные конструкции; б — циклически нагруженные конструкции
а |
Р,#г£/гм2 |
МПа |
Рис. 9.2. Изменение кольцевых деформаций (а) п давления в стенке возду хонагревателя во времени (б)
Рис. 9.3. Характер изменения давления в газгольдере за сутки
Рис. 9.4. Распределение нагрузок на подкрановую балку для склада готово го проката (Р — нагрузка на балку); Р м — наибольшая нормативная нагруз
ка от одного крана)
их работу при наличии и росте трещины (см. гл. 1). Однако пока действующими строительными нормами и правилами такой рас чет не предусмотрен. Производится лишь поверочный расчет на усталость при числе циклов нагружения 5 х 105 и более путем сравнения расчетных номинальных напряжений с разрушающи ми, которые приводятся в нормах для наиболее характерных видов сварных соединений.
171
В настоящее время для большинства циклически нагружен ных строительных конструкций характер воздействия внешних нагрузок достаточно изучен. Исследования показывают, что ти пичными являются стационарный и нестационарный режимы переменных нагрузок. К стационарно нагруженным конструкциям относятся в первую очередь воздухонагреватели доменных печей, трубы большого диаметра магистральных газо- и нефтепроводов и др. На рис. 9.2 приведен пример записи изменения давления и деформации в стенке воздухонагревателя в процессе эксплуатации. Видно, что нагружение происходит с постоянной амплитудой номинальных напряжений и деформаций. При этом коэффициент асимметрии цикла г сохраняется постоянным (г л; 0,2). Статиче ская составляющая цикла, связанная с распором футеровки, с те чением времени может несколько изменяться, однако в первом приближении это изменение может не учитываться. В зависимо сти от технологии рабочего процесса число циклов нагружения воздухонагревателя в сутки может изменяться от 4 до 8, и тогда соответствующее число циклов за 20 лет эксплуатации при не прерывной работе составит 30—60 тыс. Для магистральных газо- и нефтепроводов повторность нагрузки связана с периодически ми сбросами давления за счет различных технологических и эк сплуатационных факторов (отключение насосно-перекачивающей станции из-за отказов электрооборудования, отказов механиче ского оборудования, изменение режимов перекачки и т. п.) и со ставляет на отдельных участках в среднем до 300 циклов в год, при этом цикл изменения давления близок к пульсирующему.
Примером нестационарной нагруженности может служить спектр нагрузок подкрановых балок и газгольдеров аэродинами ческих станций. На рис. 9.3 показана автоматическая запись изменения давления в газгольдере. Видно, что имеет место большое число циклов с малыми амплитудами наряду со значительным изменением избыточного давления (иногда от нуля до расчетного значения). Таким образом, малоцикловое нагружение с большими амплитудами давления сочетается с циклическим нагружением с относительно более высокими частотами и меньшими ампли тудами. Доля накопленных за определенный период эксплуа тации малоциклового и многоциклового повреждений будет зави сеть от величины коэффициента концентрации напряжений, оп ределяющего уровень местных напряжений в зонах разру шения.
Нагруженность подкрановых балок зависит от трех перемен ных — веса груза на крюке крана, положения тележки на мосту крана и самого моста на подкрановой балке. На рис. 9.4 приведе но распределение вертикальных нагрузок на подкрановую балку в долях от наибольшей нормативной нагрузки от одного крана. Из приведенных данных видно, что в 10% случаев повторных на грузок их значения достигают величины, равной 0,8 от наибольше го нормативного значения. Доля накопленных малоцикловых повреждений будет в первую очередь определяться этими макси
172
мальными нагрузками и числом их повторения за период эксплуа тации.
Примером конструкций, работающих|в^малоцикловой области нестационарных нагрузок, могут служить разборные металличе ские мосты, представляющие большой практический интерес при освоении труднодоступных районов. Минимальные весовые показа тели и ускоренные темпы возведения требуют допущения в кон струкциях мостов пластических деформаций с целью максималь ного использования материала, что при циклическом [характере нагрузки ограничивает ресурс их работы сопротивлением мало цикловому разрушению. При изучении нагруженности одного из видов разборных мостов было установлено, что для него за 10 лет предполагаемой службы возможны три сборки — разборки для пропуска 10е единиц подвижной нагрузки из них: 20% массой до 5 т, 25% — до 15 т, 50% — до 25 т и 5% — до 50 т.
§2. КОНЦЕНТРАЦИЯ НАПРЯЖЕНИЙ
ВСВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЯХ
Для перехода от'значений’внешних нагрузок (номинальных на пряжений) к локальным напряжениям и деформациям необходимо располагать в соответствии с нормами расчета энергетических кон струкций на малоцикловую усталость [2] значениями кэффициентов концентрации напряжений аа (при упругих деформациях) и коэффициента^концентрации деформаций Кг, если местные на пряжения превышают предел текучести материала. Если для гео метрических концентраторов напряжений типа отверстий, галте лей, выточек'и т. п. такие данные в области упругих деформа ий широко представлены в работах [3, 4], то применительно к свар ным соединениям строительных конструкций такая систематиза ция до настоящего времени отсутствует. В связи с этим были проведены исследования зон концентрации напряжений и дефор маций в стыковых и угловых швах при простейших способах нагру жения (растяжение, изгиб) с применением [5] методов фотоупру гости и фотоупругих покрытий. При исследованиях варьирова лись следующие величины, характеризующие геометрию сварного шва и определяющие уровень концентрации напряжений: для стыковых швов — относительная высота наплавленного металла
к его ширине q/e, относительная ширина шва ejs, радиус перехода
ри’ толщина£свариваемых пластин s; для угловых швов — соот ношение катетов, радиус перехода р и толщина s. Диапазон изме нения этих параметров был выбран на основе стандартных допус ков на геометрию швов, выполненных ручной дуговой сваркой плавящимся электродом, автоматической и полуавтоматической под слоем флюса и дуговой сваркой в защитных газах. Было принято, что в стыковых сварных соединениях относительная высота вали ка шва не превышает 0,7, а относительная ширина шва находится в пределах 0,03 ^ ejs ^ 3,4. С увеличением толщины сваривае мых пластин относительная высота и относительная ширина шва,
173
как правило, уменьшаются. Для угловых швов тавровых соеди нений без разделки кромок угол наклона гипотенузы шва 0 из меняется в пределах 25° 0 65°, что соответствует соотноше нию катетов 0,5 < ^ / ^ 2 <1 2,0. Для угловых швов тавровых сое
динений с разделкой |
кромок |
предельный диапазон изменения 0 |
||
составляет 0 < ! 0 -^ 4 |
5° (0 |
k jk 2<; 1,0), |
а для угловых |
швов |
нахлесточных соединений с |
лобовыми |
швами—20° 0 |
55°. |
Радиус перехода от металла шва к основному металлу стан дартами на основные способы сварки не нормирован. Анализ ре зультатов замера реальных сварных угловых швов показал, что этот радиус составлял 3 — 5 мм при автоматической сварке под флюсом, 2—3 мм при полуавтоматической в среде углекислого газа и 0,4—0,5 мм при ручной сварке. Для указанных значений размеров сварных швов были проведены исследования коэффи циентов концентрации напряжений и даны соответствующие зави симости и графики для их вычисления.
Величину теоретического коэффициента концентрацип напря жений аа для стыкового соединения с двухсторонним или односто ронним швом при растяжении и изгибе можно в общем случае оп
ределить по формуле |
|
аа= aCiaeaa%. . . , |
(9.1) |
где a0l — коэффициент концентрации |
напряжений для валика |
шва, описанного окружностью и имеющего ширину, равную толщи не свариваемых пластин (при e/s = 1), определяемый по рпс. 9.5;
о.%— коэффициент, учитывающий действительную ширину вали
ка шва и определяемый по рис. 9.6; а® — поправка на коэффициент концентрации при форме валика шва, отличной от окружности.
Коэффициент а® вычисляется по формуле |
|
«а = «®ф/а„ •••, |
(9.2) |
где ссцф — коэффициент концентрации при фактическом угле на клона касательной к валику шва в месте его сопряжения с основ ным металлом;
а®1 — коэффициент концентрации при угле наклона касатель ной, соответствующем данному отношению.
Коэффициенты сс^ф и а®1 следует определять по графическим
зависимостям на рис. 9.5 при фиксированном значении парамет ра pjs.
При растяжении и изгибе тавровых сварных соединений с раз делкой кромок, а также при изгибе тавровых соединений без раз делки кромок и изгибе нахлесточных соединений с лобовыми шва ми коэффициент концентрации а а в месте перехода углового шва к основному металлу можно определять по графическим зависи мостям на рис. 9.7 для точки А. При растяжении тавровых свар ных соединений без разделки кромок величину а 0 в указанной точке А следует увеличивать в 1,5 раза по сравнению с а0 при из
174
гибе, а для нахлесточных соединений с лобовым швом — в 1,2 раза. При наличии в сварных соединениях дефектов шва в виде уг ловатости, депланации и подреза коэффициент концентрации
определяется в общем виде по формуле
а? = а,аауасшап . . . , |
(9.3) |
где ас — коэффициент концентрации, зависящий от геометрии шва и определяемый по формулам (9.1) и (9.2) и по графикам на рис. 9.5, 9.6 и 9.7; ау — коэффициент концентрации от угловой деформации, вызванной поперечной усадкой шва, определяемый из графических зависимостей на рис. 9.8; а см — коэффициент кон центрации от смещения кромок (депланации), определяемый по рис. 9.9; ап — коэффициент концентрации от иодреза сварного шва, определяемый по рис. 9.10.
Наличие в сварном шве внутреннего дефекта в виде непрова ра, шириной до 10% от толщины соединения и расположенного перпендикулярно действующему усилию, не оказывает сущест венного влияния на ос0 в месте перехода металла шва к основному металлу.
Коэффициенты концентрации деформации Кг для стыковых и угловых швов сварных соединений малоуглеродистых и низколе гированных строительных сталей, выполненных сварочными ма териалами, предел текучести которых выше предела текучести ос новного металла в первом приближении, идущем в запас, можно определять по графическим зависимостям на рис. 9.11. Горизон тальные участки кривых соответствуют упругой области деформи рования в зоне концентрации (Кй = аа) и определяются согласно зависимостям (9.1), (9.2) и (9.3).
Для упругопластических деформаций при ап1ат Д> 1/а.0 вели чина К г вычислялась на основе формулы (2.7) без учета упрочне ния материала в неупругой области.
§ 3. МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА СТРОИТЕЛЬНЫХ СТАЛЕЙ И СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
ПРИ МАЛОЦИКЛОВОМ НАГРУЖЕНИИ
Накопление повреждений и развитие разрушений в рассмотрен ных в § 2 зонах концентрации напряжений строительных конст рукций при малоцикловом нагружении определяются характерис тиками статических и циклических свойств используемых мате риалов.
К силовым характеристикам прочности относятся значения разрушающих напряжений в зависимости от числа циклов нагру жения и степени развития разрушения, а к деформационным — диаграммы циклического упругопластического деформирования, закономерности накопления односторонних деформаций и предель ные разрушающие деформации при заданной базе испытания.
175
Рис. 9.5. Значения коэффициента Концентрации напряжений для стыко вого шва с формой, близкой к окружности
Рис. 9.6. Значения поправочного[коэффициента для ав, учитывающего действительную ширину шва
конструкций Прочность
Я |
<7,2 |
/7,4 |
77/ S |
Рис. 9.8. Значения коэффициентов концентрации напряжений, учитывающие влияние угловатости сварного соединения
Рис. 9.7. Значения коэффициента концентрации напряжений для угловых швов
Рис. 9.9. Значения коэффициентов концентрации напряжений, учитывающие влияние смещения кро мок
Рис. 9.11. Значения коэффициентов концентрации де формации для стыковых и угловых швов
Рис.^9.10. Значения коэффициентов концентрации напряжений, учитывающие влияние подрезного сварного шва
Испытания строительных сталей и металла сварных соединений проводились на механических и гидравлических машинах с за писью диаграмм деформирования в координатах напряжение — деформация [6, 7].
Частота нагружения составляла 1—10 цикл/мин, база испыта ний — от однократного разрушения до 104—105 циклов нагруже ния. Измеритель деформации устанавливался на цилиндрической рабочей части диаметром 10 мм, обеспечивая измерение деформа ций на базе 50 мм. Образцы вырезались из листов толщиной 30— 40 мм поперек направления проката. Эта форма рабочей части образцов использовалась для исследования малоцикловых свойств основного материала и сварного соединения. Для исследова ния свойств различных зон металла шва в связи с их разнород ностью использовались образцы корсетной формы. Минимальный диаметр корсетной части располагался в исследуемой зоне свар ного шва, которая предварительно выявлялась травлением. В качестве таких зон были выбраны металл шва и металл зоны термического влияния. В последнем случае минимальное сечение располагалось на расстоянии 2—3 мм от границы сплавления в сторону основного металла. Для измерения деформаций на кор сетных образцах использовался деформометр, обеспечивающий измерение поперечных деформаций в минимальном сечении. Пе
ресчет поперечных деформаций |
в продольные |
осуществлялся |
по интерполяционным формулам, |
приведенным в |
работе [6]. |
Исследования проводились на малоуглеродистых и низколеги рованных строительных сталях различной категории прочности: ВСт 3 сп, 09Г2С, 10ХСНД, 16Г2АФ и 12ТН2МФАЮ. Пределы те кучести сталей были 270—720 МПа, пределы прочности — 450— 790 МПа, относительное удлинение— 16—30%, относительное сужение — 45—70%. Сопротивление пластическим деформаци ям, оцениваемое по пределу текучести, у металла сварных соеди нений (шов, зона сплавления и переходная зона) оказалось в 1,2— 1,5 раза выше, чем у основного металла; отношение предела те кучести к пределу прочности при этом увеличилось всего в 1,05— 1,2 раза. Существенное различие получилось в характеристиках пластичности. Наибольшее снижение (в 2,5—3 раза) относитель ного сужения отмечено у металла переходной зоны малоуглеро дистой стали ВМст 3 сп. Металл сварных соединений и низколеги рованных сталей 09Г2С и 10ХСНД по пластичности мало отлича ется от основного металла; однако у стали 16Г2АФ повышенной прочности металл сварных соединений обладает меньшей (в 1,2— 1,7 раза) пластичностью, чем основной металл.
Соответствующая обработка диаграмм циклического деформи рования и разрушения позволила установить характеристики строительных сталей и материала различных зон сварных соеди нений, используемые в расчетах малоцикловой прочности (см. гл. 1, 2, И):
— параметр диаграммы деформирования А изменялся в преде лах 0,65—1,67 (при этом с повышением статической прочности ста
ну |
7 * |
ли отношение параметров А для основного металла и металла свар ных соединений увеличивается);
— показатель степени кривой малоцикловой усталости т из менялся в пределах 0,4—0,54 (более низкие значения т' получи лись у металла сварных соединений из малоуглеродистой стали).
Приведенные данные показывают значительное различие дефор мационных свойств различных зон сварного соединения при ста тическом и циклическом упругопластическом деформировании, которые, как следует из гл. 1, 2 и 11, будут определять сопротив ление разрушению материала при малоцикловом нагружении. Учитывая, что малоцикловая прочность реального сварного сое динения определяется соответствующей аоной шва в расчетах на малоцикловую прочность сварных конструкций, необходимо ис пользовать зональные характеристики прочности и пластичности сварного соединения (рис. 9.12).
Исследование сопротивления разрушению различных зон сварных соединений проводилось при мягком и жестком нагруже нии по моменту появления трещин длиной 0,5—1 мм. Испытания лабораторных образцов на растяжение —сжатие в диапазоне чи сел циклов от 1/4 (однократное разрушение) до 5-104 были про ведены при пульсирующем (га = 0) и симметричном (га = —1) циклах нагружения. На рис. 9.13 и 9.14 представлены результаты малоцикловых испытаний различных зон сварных соединений исследуемых марок стали при га — 0 и га = —1 и соответствую щие кривые измененения относительного сужения площади по перечного сечения по числу циклов. Анализ экспериментальных данных показывает, что сварные соединения обладают различным сопротивлением малоцикловому разрушению в зависимости от статической прочности и циклических свойств металла различных зон. Так, малоцикловую прочность сварных соединений низколе гированных сталей после 102 циклов нагружения определяет ме талл шва, тогда как для малоуглеродистой стали марки ВМСтЗсп независимо от степени раскисления экспериментальные точки для металла шва и переходной зоны лежат несколько выше или в об щей полосе разброса для основного металла, который и определяет несущую способность сварного соединения в целом. Металл пе реходной зоны во всех случаях занимает промежуточное положе ние между основным металлом и металлом шва. У сварных соеди нений низколегированных сталей максимальным сопротивлением малоцикловому разрушению обладает сталь марки 16Г2АФ, ми нимальным — 09Г2С. С увеличением числа циклов до разрушения (более 104) циклическая прочность сварных соединений исследуе мых низколегированных сталей становится примерно одинаковой.
Экспериментальные данные по разрушению при малом числе циклов жесткого нагружения (еа = const) отдельных зон сварного соединения при симметричном цикле представлены на рис. 9.15. Полученные результаты испытаний различных зон сварных сое динений при жестком нагружении были аппроксимированы за висимостями типа (2.3), записанной в деформациях при па = 1,
180