книги / Прочность конструкций при малоцикловом нагружении

Рис. 9.1. Распределение частот разрушения в зависимости от срока эксплуа­ тации конструкций

а статически нагруженные конструкции; б — циклически нагруженные конструкции

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

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

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.

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

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

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

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

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