книги / Прочность конструкций при малоцикловом нагружении

МПа

/527

0 0 0

0 0

J 0

70

и (7.1) — при Ае = 2еа. Значения показателя степени т кривых малоциклового разрушения при жестком нагружении были ука­ заны выше. Сопоставление расчетных кривых усталости при жест­ ком нагружении с экспериментальными данными для основного ма­ териала и металла сварных соединений всех исследованных сталей показало, что между ними наблюдалось хорошее соответствие (за исключением отклонения в сторону меньших долговечностей для сварных соединений изСт.Зсп, когда имела место локализация деформаций в основном металле [7]).

181

Рис. 9.14. Кривые малоцикловой усталости и иаменеиия пластичности ме­ талла различных зон сварных соединений сталей 09Г2С и 10ХСНД (обозна­ чения си. на рис. 9.13)

Рис. 9.15. Расчетные кривые и экспериментальные (точки) по малоцикловой усталости металла различных зон сварных соединений при жестком нагру­ жении (обозначения см. на рис. 9.13)

Приведенные выше кривые малоцикловой усталости различ­ ных зон сварных соединений могут быть использованы в соответ­ ствии с рекомендациями гл. 11 для уточненного расчета по деформационным критериям малоцикловой прочности сварных соединений в строительных конструкциях с учетом эффектов концентрации напряжений, рассмотренных в § 2.

§ 4. МАЛОЦИКЛОВАЯ ПРОЧНОСТЬ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ

Данные малоцикловых испытаний натурных сварных соединений и элементов металлоконструкций используются для непосредст­ венной оценки их долговечности, для проверки критериев мало­ цикловой прочности, а также для назначения запасов прочности. Испытаниям сварных образцов предшествовали исследования малоцикловых свойств листового проката, которые наряду с дан­ ными, полученными на лабораторных образцах (см. § 3), имеют целью установить характеристики малоцикловой прочности с уче­ том влияния состояния поверхности и масштабного фактора, кото­

(рис. 9.16), вырезанные поперек направления прокатки и обладаю­ щие наименьшим сопротивлением распространению трещины. На рис. 9.17 приведены данные для стали 16Г2АФ, полученные при пульсирующем и симметричном циклах на цилиндрических и плоских образцах. Видно, что влиянием поверхностной окали­ ны и масштабного фактора на малоцикловую прочность в первом приближении можно пренебречь.

Кроме того, кривая усталости имеет четко выраженный пере­ лом, который соответствует смене характера разрушения. Так, при уровнях напряжений ниже значения ак, соответствующего точ­ ке перелома, разрушение носит усталостный характер, а при Ощах ак разрушение происходит квазистатически.

На основании данных, полученных для двух степеней асим­ метрии цикла (га = 0 и га = —1), можно в первом приближении принять ок не зависящим от асимметрии цикла в указанном диа­ пазоне. Аналогичные данные были получены для остальных из указанных выше сталей. Значения ок для исследованных сталей составили: для Ст.Зсп — 390 МПа, для стали 09Г2С — 410 МПа, для 16Г2АФ - 530 МПа, для 12ГН2МФАЮ - 680 МПа. Из срав­ нения полученных значений ак для разных сталей с их пределами прочности 0в следует, что отношения о^/ов находятся в диапазо­ не 0,8—0,83. Зона переходных разрушений на уровне ак находится в диапазоне чисел циклов 5-103—105.

Данные о прочности в области малого числа циклов нагруже­ ния (менее 10б) для сварных соединений строительных конструк­ ций весьма ограниченны. В связи с этим представляется практи­ чески важным использовать значительный экспериментальный материал в области многоцикловой усталости на основе законо-

183

Рис. 9.16. Основные тины сварных образцов для ыалоцикловых испытаний

Рис. 9.17. Кривые малоцикловой усталости стали 16Г2АФ при симметричном

(/) (перечеркнутые точки) и пульсирующем (2) (темные точки) цикле мягкого нагружения

Рис. 9.18. Результаты малоцикловых испытаний сварных соединений строи­ тельных сталей при пульсирующем цикле нагрузки

1 — основной металл (рис. 9,16, а); 2 — стыковой шов (рис. 9.16, б); 3 — тавровое со­ единение с разделкой кромок (рис, 9.16, б); 4 — тавровое соединение без разделки кро­ мок (рис. 9.16, г); 5 — нахлесточное соединение лобовым швом (рис. 9.16, д); 6 — нахлесточное соединение фланговым швом (рис. 9.16, е)

мерностей, позволяющих экстраполировать эти данные на область малых чисел циклов нагружения. На рис. 9.18 представлены ре­ зультаты испытаний основных типов сварных соединений (см. рис. 9.16) из строительных сталей при малоцикловом нагружении. Как и для гладких образцов, в зависимости от базы испытания сварные соединения разрушались усталостно или квазистатически. Квазистатическое разрушение, а также разрушение образцов при однократном разрыве для всех типов происходили по основному металлу с характерным развитием значительных пластических деформаций в зоне разрушения. Это объясняется более низкими, как правило, механическими характеристиками основного ме­ талла по сравнению с металлом шва, а также стеснением развития пластических деформаций в зоне усиления сечения, вызванного наличием шва. При усталостном разрушении возникновение тре­ щины и дальнейшее ее развитие до критического размера на­ блюдались в сечении с максимальным уровнем концентрации на­ пряжений. Для стыкового, нахлесточного соединения с лобовым швом и таврового соединения с разделкой кромок образование трещин происходило на поверхности в зоне перехода от сварного шва к основному металлу. На рис. 9.16 сечение, в котором про­ исходило образование усталостной трещины, обозначено буквами а — а для каждого типа сварного соединения. Для таврового сое­

185

динения без разделки кромок образование трещины происходило в корне углового шва с последующим развитием по металлу шва под некоторым углом к оси образца. Для соединения внахлестку с фланговым швом возникновение трещины наблюдалось в наклад­ ках в местах окончания швов. Для образца со стыковым швом на рис. 9.16 обозначены два сечения а — а, так как наряду с трещиной, проходящей вдоль шва, наблюдалось одновременное образование усталостных трещин в зоне радиуса перехода от рабочей части образца к зажимным головкам (что объясняется примерно одина­ ковым уровнем концентрации напряжений в том и другом месте). Переход от квазистатического разрушения к усталостному сопро­ вождается характерным переломом кривой усталости. В соответ­ ствии с этим кривая усталости сварных соединений аналогично ос­ новному металлу может быть аппроксимирована в координатах lg tfmax — lg N двумя прямыми разного наклона для квазистати­ ческого и усталостного разрушения.

С увеличением концентрации напряжений в сварном соедине­ нии точка пересечения двух ветвей кривой усталости N k, соответ­ ствующая напряжениям сгтах = ок (см. рис. 9.17), смещается в область меньшего числа циклов нагружения (в этом случае процесс накопления усталостных повреждений опережает процесс накоп­ ления односторонних пластических деформаций). Для Ст.Зсп при переходе основного металла к нахлесточному соединению с флан­ говым швом значение N k изменяется от 7-104 до 3-102 циклов на­ гружения, т. е. примерно на 2 порядка. Для остальных исследо­ ванных типов соединений значения Nk располагаются между эти­ ми двумя значениями.

Сравнение кривых усталости различных сварных соединений исследованных сталей показывает, что участки кривых, соответ­ ствующих усталостному разрушению (как это видно из рис. 9.18), могут быть с достаточной степенью точности аппроксимированы па­ раллельными линиями. Таким образом, при наличии данных по разрушению хотя бы для одного уровня номинальных напряже­ ний вся кривая усталости данного сварного соединения при чис­ лах циклов до 10е может быть получена с использованием приве­ денных выше закономерностей, а также данных [8—10] для дол­ говечности порядка 105 и выше.

Проведенные исследования влияния способа сварки показали различие в долговечностях до 2,5 раза и некоторое преимущество в сопротивлении малоцикловому разрушению механизированных методов сварки. Форма разделки кромок (X - и Т-образная) не оказывает влияния на сопротивление малоцикловому разруше­ нию сварных соединений.

В то же время такие технологические факторы, присущие свар­ ным соединениям, как угловатость, непровар, остаточные напря­ жения, могут значительно сказаться на прочности соединения при малом числе циклов нагружения (рис. 9.19), что необходимо учи­ тывать при проектировании конструкций и выборе технологиче­ ских допусков на изготовление.

186

/пах

Рис. 9.19. Результаты малодикловых испыта­ ний стыковых соедине­ ний стали 10ХСНД толщиной 20 мм

(8 мм на длине i м); 3 —

усадки

Рис. 9.20. Схема построения расчетных кривых малоцикловой усталости в номинальных напряжениях

---------------- основной металл; — — — сварное соединение, узел

§ 5. РАСЧЕТ МАЛОЦИКЛОВОЙ ПРОЧНОСТИ СВАРНЫХ КОНСТРУКЦИЙ

Расчет на усталость по строительным нормам и правилам [1] ограничен снизу базовой долговечностью Ха = 5 х 108 циклов. Для проведения поверочного расчета при меньшем числе циклов нагружения, необходимость которого вытекает из рассмотрения условий эксплуатации конструкций (§ 1), можно воспользоваться закономерностями разрушения сварных соединений в области ма­ лоцикловой усталости (см. § 4). Кривая циклической прочности сварного соединения в диапазоне от однократного нагружения до числа циклов N6 может быть схематически представлена в двой­ ных логарифмических координатах в соответствии со схемой, при­ веденной на рис. 9.20. Ограниченный предел выносливости Ств при Х Б выбран правой точкой для построения кривой малоцикло­ вой усталости в связи с тем, что основные данные, полученные при усталостных испытаниях, относятся к долговечностям 5-105—

187

2-106 и что нормами [1] расчет на усталость при числе циклов 5 -105 и выше регламентирован введением коэффициента у (по­ нижающего расчетное сопротивление данной марки стали до величины ограниченного предела выносливости рассчитываемо­ го сварного соединения). Таким образом, располагая для данного конкретного соединения значением ограниченного предела вынос­ ливости Об на базе NB = 5 •105, кривую малоцикловой прочности можно получить путем проведения ее параллельно кривой уста­ лости основного материала, полученной на лабораторных образ­ цах, до значения напряжения ак. Полученная точка (ак — N k)

так как номинальные напряжения в элементах конструкций обыч­ но не превышают значения расчетного сопротивления и ниже пре­ дела текучести, а сам предел текучести ат для строительных ста­

новного металла и сварных соединений может быть произведена по формуле

(9.5)

где оп — максимальное номинальное напряжение стационарного цикла от внешней нагрузки; у — коэффициент ионижения расчет­ ного сопротивления основного металла, определяемый по нормам Г1] для числа циклов NB = 5 -10s с учетом асимметрии цикла и вида соединения; R — расчетное сопротивление основного метал­ ла по нормам [1]; N — требуемая долговечность элемента кон­ струкции в циклах; при N = NB расчеты по формуле (9.5) и по [1] совпадают; mN — параметр, характеризующий угол наклона кривой малоцикловой усталости и принимаемый по следующим данным:

Для нестационарного цикла изменения напряжений максимальное эквивалентное напряжение цикла ап в зависимости (9.5) на основе гипотезы линейного суммирования повреждений следует вычис­ лять по формуле

(9.6)

188

ш

Л7/7

Л7<7

ЯГ

Рис. 9.21. Сопоставление опытных точек и расчетных линий данных для лобовых (2, 4) и фланговых (1, 3) сварных соединений при малоцикловом нагружении

где г){ = щ/Ni — относительное число циклов нагружения; Gni — суммарное номинальное напряжение (от постоянной и пере­ менной нагрузок); щ — количество циклов нагружения напряже­ нием ani; N j — предельное число циклов до разрушения при напряжениях ani\ к — число режимов.

На рис. 9.21 приведены результаты сопоставления расчета по зависимости (9.5) и экспериментальных данных для двух типов соединений лобовыми и фланговыми швами из сталей СтЗсп и 09Г2С. При числах циклов 103—106 запас по долговечности со­ ставляет не менее 5,0.

Приведенный выше инженерный метод расчета малоцикловой прочности в номинальных напряжениях требует достаточно слож­ ных экспериментальных исследований на натурных узлах и сое­ динениях конструкций в зависимости от целого ряда факторов: вида и способа нагружения, характеристик цикла, температуры, технологии изготовления и т. п. В связи с этим упомянутый выше расчет по местным деформациям (см. гл. 1 и 11) является более универсальным, так как он основан на результатах испытаний лабораторных образцов, используемых для оценки прочности.кон­ струкций в зонах концентрации напряжений. Применимость де­ формационных подходов к расчету сварных конструкций определя­ ется наличием данных по теоретическим коэффициентам кон­ центрации напряжений в сварных швах, циклическим свойствам материала различных зон сварного соединения и по уровню остаточ­ ных сварных напряжений. В § 2 приведены предложения по опре­ делению коэффициентов концентрации напряжений и деформаций в стыковых и угловых швах листовых конструкций. Для стержне­ вых конструкций, выполняемых из фасонного проката, необхо­ димы дополнительные исследования напряжений и деформаций в зонах их концентрации. Свойства строительных сталей при мало­ цикловом нагружении изучены достаточно подробно, и по ним по­ лучены величины параметров для построения расчетных кривых

189

делением при упругопластическом деформировании будет сказы­ ваться в меньшей степени, чем при многоцикловой усталости. Снижение предела выносливости сварного соединения может быть осуществлено на основе соответствующих уравнений гл. 7 и И.

При наличии в конструкциях макродефектов типа трещин (непровар, расслой и т. п.) использование указанных подходов к оценке прочности при малом числе циклов нагружения не пра­ вомерно. В этом случае должны использоваться зависимости ме­ ханики разрушения, позволяющие определять скорость роста тре­ щины и ее критическую длину [7].

Разработка и введение в строительные нормы методики оценки трещиностойкости конструкций позволят дифференцировать уро­ вень допустимых трещиноподобных дефектов для различных ти­ пов конструкций и разных стадий их изготовления и эксплуа­ тации.

Литература к главе 9

1.Строительные нормы и правила. Часть II, раздел В, глава 3. Стальные конструкции, нормы проектирования. СНиП II—В.З—72. М.: Стройиздат, 1972. 62 с.

2.Нормы расчета на прочность элементов реакторов, парогенераторов, сосудов и трубопроводов атомных электростанций, опытных и иссле­ довательских ядерных реакторов и установок. М.: Металлургия, 1973.

408 с.

3.Петерсон Р. Коэффициенты концентраций напряжений. М.: Мир, 1977. 302 с.

4.Нейбер Г. Концентрация напряжений. М.: Гостехиздат, 1947. 204 с.

5. Александров А . Я ., Ахметзянов М. X. Об исследовании деформаций и напряжений методом фотоупругих покрытий (обзор).— Завод, лаб.,

1976, № 11.

6. Гусенков А. П. Прочность при изотермическом п неизотермическом мало­ цикловом нагружении. М.: Наука, 1979. 295 с.

7. Махутов Н . А . Деформационные критерии разрушения и расчет эле­ ментов конструкций на прочность. М.: Машиностроение, 1981. 272 с.

8. Труфяков В. И . Усталость сварных соединений. Киев: Наук, думка, 1973. 215 с.

9. Мюнзе В. X. Усталостная прочность сварных конструкций. М.: Машино­ строение, 1968. 311 с.

10. Кудрявцев И. В., Наумченков И. Е. Усталость сварных конструкций. М.: Машиностроение, 1976. 269 с.

190