книги из ГПНТБ / Вопросы нормирования технологических дефектов сварных соединений сосудов высокого давления

ьо

о

Т а б .'I п ц а о

Материалы, исследованные на сопротивление развитию усталостной трещины

кгс/мм2 %

разца, и в соответствии с предельным условием (7) в корне трещи­ ны реализуются условия плоской деформации.

Результаты обработки экспериментальных данных для исследо­ ванных материалов в соответствии с зависимостью (2) в коорди­ натах )gda/dN—IgA ТС хорошо описываются линейной зависи­ мостью.

Рис. 9. Изменение зоны пластических деформаций в корне трещины в зависимости от размаха коэффициента интенсив­ ности напряжений:

' — сварной шов, выполненный электродами УОНИ-13/45 (образцы 80X80 мм); 2 — сварной шов, выполненный электрошлаковым методом проволокой ЭИ-913 (образцы 100Х ХЮО мм); 3 — сварной шов, выполненный автоматом прово­ локой ЭИ-912 (образцы 100ХЮ0 мм); 4, 5 — сталь 15Х2МФА

образцы 70X70 и 100X100 мм соответственно)

На рис. 10 представлены экспериментальные результаты для стали 15Х2МФА и ее сварных соединений. Значения констант

ные параметры материала, позволяющие оценить его поведение в широком диапазоне длин трещин и действующих напряжений по испытаниям при заданном коэффициенте асимметрии цикла. Вели­ чина от равна тангенсу угла наклона прямой \gdajdN—IgA К к оси IgA Л". Чем меньше от, тем меньше увеличение скорости распрост­ ранения трещины при увеличении А К, т. е. тем меньше чувстви­ тельность материала к повышению напряжений. Величина С равна скорости роста трещины при А /С = 1 кгс\мм‘/3. Чем меньше С, тем относительно выше способность материала тормозить разрушение при любом уровне напряжений.

Результаты проведенных исследований показали, что с повы­ шением предела текучести материала коэффициент от уменьшает-

21

ся, а коэффициент С возрастает. По-видимому, непосредственно по значениям т и С невозможно оценить, какой из указанных мате­ риалов обладает лучшим сопротивлением распространению уста­ лостной трещины. Такая оценка может быть проведена на основа­ нии расчета долговечности, необходимой для продвижения уста­ лостной трещины заданной формы и размеров на единичную дли­ ну при нормированных условиях нагружения.

Полученные численные характеристики скорости распростране­ ния усталостной трещины позволяют рассчитать для конкретных материалов долговечность, необходимую для распространения тре­ щины от исходного размера до критического, определяемого из условий хрупкой прочности или разуплотнения. С этой целью не­ обходимо проинтегрировать уравнение (2) в пределах от а0 до а,: где ао — исходный, а ак — критический размер трещины; вид функ­

применяться для материалов, работающих в конструкции при на­ пряжениях 0Ном^О,8 ао.2. Однако в зонах концентрации напряже­ ний, например в зоне патрубков сосудов давления, могут возни­ кать местные пластические деформации, которые при существую­ щей тенденции увеличения единичной мощности энергетического оборудования и соответственно ужесточения режимов эксплуата­ ции получают значительное развитие. Поскольку наиболее опасны­ ми являются дефекты, расположенные в зонах локальной пласти­ ческой деформации, возникает необходимость оценки скорости развития трещин при упруго-пластической работе материала.

При анализе закономерности роста усталостных трещин в уп­ руго-пластической области приняты следующие допущения:

1.Рассматривается развитие малых трещин, линейные разме­ ры которых значительно меньше объема деформируемого металла.

2.В поле упруго-пластических деформаций в вершине трещины сохраняется «особенность деформаций» такого же вида, что и для поля упругих напряжений, т. е. характер деформированного и на­ пряженного состояний качественно остается подобным описывае­ мому линейной механикой разрушения.

3.Материал нагружается по симметричному циклу заданной деформации, реализуемому в зонах конструктивной концентрации

сосудов давления.

Учитывая указанные допущения, можно принять, что при упру­ го-пластическом нагружении параметром, определяющим скорость роста трещины, является величина раскрытия трещины за цикл 6, используемая также в механике разрушения для пластичных ма­ териалов.

Анализ диаграммы деформирования образцов с усталостной трещиной при жестком симметричном цикле нагружения показал, что в зоне разрушения реализуется специфический цикл деформи­

23

рования (рис. 11). Ответственным за продвижение трещины необ­ ходимо считать полуцикл растяжения с момента, когда трещина начинает раскрываться. Величина А6 может быть представлена в виде

где еп— амплитуда полной (упругой и пластической) дефор­ мации;

dо — характеристический размер зоны локальных пласти­ ческих деформаций в районе трещины;

а(еа) — произвольный коэффициент, зависящий от уровня де­ формирования в корне трещины и определяемый экс­ периментально как отношение амплитуды активного цикла к амплитуде общих деформаций.

Рис. 11. Диаграмма упруго­ пластического деформирования образца с трещиной

Поскольку в линейной механике разрушения зависимость, опре­ деляющая скорость роста трещины, выражается через коэффици­ ент интенсивности напряжений, формулу (8) удобно представить в зависимости от условных напряжений, предполагая, что они до­ статочно хорошо характеризуют малые упруго-пластические де­ формации материала.

24

Переходя к условным напряжениям, получаем:

r.ie.S, — амплитуда условных напряжений.

Параметр б может быть связан с коэффициентом интенсивно­ сти напряжений, который в силу сделанных предположений будет носить деформационный смысл:

Подставляя (9) в (10), получаем:

Структура функции /?(ао.2, Sf, d0) , получаемая на основании предыдущих выкладок, не позволяет использовать полученное вы­ ражение для проведения расчетов, так как значения о0,2 и d0 при циклическом нагружении в упруго-пластической области не явля­ ются постоянными, а зависят от условий нагружения материала, т. е. от Sj. В связи с этим в первом приближении для случаев ма­ лых упруго-пластических деформаций и малых размеров трещин можно считать, что

F (оо,2, Sf, d0)=<P(S'f).

При этом d>(Sf) учитывает условия нагружения материалов: в предположении, что оно происходит в упругой области, а специ­ фика упруго-пластического деформирования целиком отражается

функцией а(ел).

Анализ показывает, что <£(S/) имеет размерность коэффициен­ та интенсивности напряжений, что позволяет представить ее как Д К, вычисляемый по известным зависимостям линейной механики. Тогда соотношение (11) примет вид:

Полученное, соотношение позволяет использовать в расчете за­ висимость, предложенную Пэрисом, для скорости распространения трещины с константами, определенными при упругой работе мате­ риала, котцрая имеет вид (2). Тогда, подставляяя полученное соот­ ношение (12) в (2), получаем окончательное выражение:

При этом величина а(еа} может быть установлена двумя неза­ висимыми способами: на основании анализа диаграммы деформи­

25

рования (по схеме, представленной на рис. 12) и на основании из­ мерения скорости роста усталостной трещины.

Для проверки предложенной схемы проведено сопоставление

значений параметра а (еа), определенных экспериментально и по­ лученных расчетным путем по формуле (13) на основании опыт­ ных данных о развитии трещины при упругой и упруго-пластиче­ ской работе материала. Хорошее совпадение результатов подтвер­ ждает справедливость принятых допущений, положенных в осно­ ву изложенной методики, и позволяет применять ее при анализе обобщенных данных усталостных испытаний сосудов.

Рис. 12. Зависимость коэффициента

А. — расчетные значения

На рис. 13 в координатах амплитуда условных упругих напря­ жений 5а — число циклов до разрушения показаны границы обла­ сти разброса результатов испытаний сосудов. Долговечность со­ судов устанавливали по моменту выявления усталостной трещины.

Соответствие результатов испытаний образцов и сосудов поз­ воляет предположить, что в испытанных сосудах разрушение за­ рождается, как правило, от имеющихся технологических дефектов, что свидетельствует о доминирующей роли их в снижении реаль­ ной долговечности сосудов при циклическом нагружении.

С практической точки зрения значительный интерес представ­ ляет анализ схемы разрушения сосудов и образцов. С этой целью на основании имеющихся экспериментальных данных о развитии трещины при циклическом нагружении образцов в упругой области с использованием выражения (13) произведен расчет долговечно­ сти, необходимой для развития трещин от исходного размера до размера, после которого факт зарождения разрушения надежно регистрируется неразрушающими методами контроля. Тогда дол­

26

говечность конструкции с усталостной трещиной может быть опре­ делена выражением.

Результаты расчетов по моменту удвоения площади исходной трещины дисковой и полуэллиптической форм 0 2 и 4 мм показа­ ны на рис. 13 в виде'заштрихованных областей. Полученные зна­ чения для полуэллиптической поверхностной трещины совпадают с нижней границей полосы разброса результатов испытаний сосу­ дов (по данным Руиза). В этих случаях, по-видимому, развитие

Рис. 13. Сравнение теоретических расчетов долговечности со­ судов по удвоению площади дефекта за счет роста усталост­ ной трещины с результатами испытаний сосудов и образцов с дефектами:

1 , 4 — нижняя и верхняя границы разрушения сосудов (по данным Руиза); 2, 3 — удвоение площади исходного наруж­ ного дефекта 0 2 и 4 мм соответственно за счет роста уста­ лостной трещины; 5, 6 — удвоение площади исходного, вну­ треннего дефекта 0 2 и 4 мм соответственно за счет роста усталостной трещины; О ф соответственно образцы с дефек­ тами из сварных соединений малоуглеродистой и Сг—Mo—V

стали

трещины началось от дефектов, расположенных вблизи от поверх­ ности, с первых циклов нагружения, в связи с чем реальная долго­ вечность сосудов в худшем случае определяется в основном про­ цессом развития трещины в металле конструкции.

27

Таким образом, проведенные исследования показали домини­ рующее влияние исходных технологических дефектов на снижение сопротивления разрушению сварных сосудов давления цикличе­ скому нагружению. Подход к оценке влияния дефектов с позиции механики разрушения позволяет оценить случаи, возможные в практике испытаний и эксплуатации реальных конструкций.

РОЛЬ КОНТРОЛЯ КАЧЕСТВА МЕТАЛЛА КОНСТРУКЦИИ НЕРАЗРУШАЮЩИМИ МЕТОДАМИ В ОБЕСПЕЧЕНИИ ЕЕ ПРОЧНОСТИ

Изложенные выше результаты позволяют провести количест­ венную оценку влияния исходных технологических дефектов на прочность конструкции. На основании такого анализа представ­ ляется возможным перейти к обоснованию норм на допускаемые размеры дефектов, предварительно рассмотрев вопрос о взаимо­ связи между сопротивлением разрушению реальных конструкций и комплексом мероприятий по дефектоскопическому контролю, при­ меняемому при ее изготовлении. Каждый комплекс контрольных методик может быть охарактеризован следующими основными па­ раметрами:

разрешающей способностью, под которой понимается наимень­ ший размер исходного дефекта ар, выявляемый с помощью приме­ няемых методов контроля;

надежностью выявления; одним из численных выражений этой характеристики, может являться размер дефекта а *, при котором вероятность его обнаружения не менее заданной.

В зависимости от требований, предъявляемых к надежности из­ делий и ответственности конструкций, величина вероятности обна­ ружения дефектов размера а* может изменяться. Для сосудов вы­ сокого давления она принимается равной 0,95 (рис. 14).

При оценке прочности конструкции с учетом возможных техно­ логических дефектов данные значения необходимо получать в пер­ вую очередь для наиболее опасных типоразмеров. Под размером опасного дефекта следует понимать его характеристический раз­ мер, который при заданной форме дефекта определяет значение коэффициента концентрации деформаций (для дефектов округлой формы) или коэффициента интенсивности напряжений (для тре­ щиноподобных дефектов). В связи с тем, что при проведении оцен­ ки прочности конструкции необходимо рассматривать наиболее опасные ситуации, в качестве исходного размера дефектов следует руководствоваться величиной а*. Обычно эта величина может быть удовлетворительно установлена на основании серии лабора­ торных экспериментов. В условиях изготовления конструкции на заводе при применении того же комплекса контроля вероятность выявления дефекта размером а* будет ниже заданной, а с задан­ ной вероятностью будет выявляться дефект размером а**. Прини­ мая во внимание указанное обстоятельство, при проведении оцен-

28

ки прочности следует ориентироваться на размер исходного де­ фекта о**. Однако определить величину а** достаточно трудно, поэтому оценку ее следует производить, исходя из известного зна­ чения л*, по формуле

а** = у а*,

где у — коэффициент, учитывающий снижение качества контроля в заводских условиях.

Для оценки величины у следует располагать данными по выяв­ ляемое™ дефектов в заводских и лабораторных условиях.

При определении норм на допустимые размеры дефектов ори­ ентировка на размер а** недопустима. Диапазон, в котором долж­ ны устанавливаться допускаемые размеры исходных дефектов, на­ ходится между ар и а*. При этом следует иметь в виду, что под размерами дефектов в установленном интервале понимаются ха-

Рис. 14. Вероятность обнаружения поверхностных и подповерхностных дефектов типа трещин в зависимости от их глубины в лабораторных (/) и заводских (2) условиях

\

рактеристические размеры дефектов. В то же время в целом ряде случаев при дефектоскопическом контроле именно эти размеры дефектов не могут быть определены. Характерным примером яв­ ляется контроль просвечиванием, при котором в заводских усло­ виях практически отсутствуют стандартные методики по определе­ нию размера дефекта в направлении толщины. Аналогичная кар­ тина наблюдается при ультразвуковом контроле, где каждому де­ фекту сопоставляется его эквивалентная площадь, характеризую­ щая способность дефекта отражать звуковой сигнал, а не его ли­ нейные размеры. Все это может привести к тому, что, задавая раз­ меры дефектов, близкие к а* как допустимые, в реальных усло­ виях можно получить линейные размеры дефектов, существенно превосходящие эту величину.

29