книги / Прочность конструкций при малоцикловом нагружении

При величинах Ств в пределах от 70 до 120 кг/мм2

=0,4-AT,* (ffB-70).

Если о 'в задано в МПа, то К -х = 0,4 — 0,0002 (сгв -- 700).

>3 0 % .

4.1.4.Для уточненной оценки величин а* и N по критерию

усталостного разрушения допускается использование формулы

4.1.5. Если местные условные упругие напряжения Оа , о” от силовых и температурных нагрузок определены экспериментально или из решения упругой или упругопластической задачи в соответ­ ствии с пн. 2.3, 3.1 и 3.2, то для циклически разупрочняющихся металлов разрушающие амплитуды условных упругих напряже­ ний а* при заданном числе циклов N или число циклов до разру­ шения N при заданной амплитуде условных упругих напряжений

по критерию разрушения при мягком нагружении определяют­ ся по формуле

231

4.1.8. Коэффициент асимметрии г в формуле и. 4.1.5 прини­

: 1 - 2/(Оп \ТПо

4.1.9. Для уточненной оценки of и N допускается применение формулы

При использовании коэффициентов концентрации К *по п.3.2.3 и полученных по пп. 4.1.4 и 4.1.9 значений а* расчет сопротивле­ ния циклическому разрушению элементов конструкций должен производиться в соответствии с и. 3.7.

4.1.10. За расчетные для определения коэффициентов запаса принимаются минимальные значения разрушающих амплитуд напряжений at и чисел циклов JV, из устанавливаемых по крите­ риям разрушения при жестком (пп. 4.1.1. и 4.1.4) и мягком (по пп. 4.1.5 и 4.1.9) нагружении.

4.2.Расчет сварных соединений.

4.2.1.Разрушающие амплитуды о*с местных условных упру­ гих напряжений для металла сварных соединений (для рекомен­ дованных техническими условиями режимов сварки и сварочных материалов) определяются экспериментально в соответствии с ме­ тодическими указаниями. При отсутствии экспериментальных данных о сопротивлении циклическому разрушению металла свар­ ных соединений величины огас принимаются равными

Сас = ffcOa,

где at — разрушающая амплитуда условных упругих напряже­ ний, определяемая по п. 4.1 для основного металла; фс — коэффи­ циент, зависящий от вида и режимов сварки, сварочных материа­ лов и термообработки.

Значения коэффициента фс приведены в табл. 11.3.

Для других методов сварки, сварочных и свариваемых мате­ риалов, не указанных в таблице, если нет соответствующих экспери­ ментальных данных, величина фс должна определяться экспери­ ментальным путем.

2 3 2

4.2.2. Для сварных нетермообработанных соединений и термо­ обработанных соединений с остаточными растягивающими напря­

жениями of, при симметричном цикле напряжений от механиче­ ских и температурных нагрузок предел выносливости в уравнени­ ях пп. 4.1.1 и 4.1.5 определяется по формуле

а_10==а_1(1 — а0/ав),

где а_х — предел выносливости металла сварного соединения по

п.4.1.3; Gg — предел прочности металла сварного соединения. Для нетермообработанных сварных соединений можно принять

°о = СТ0.2- Сжимающие остаточные напряжения в расчете не учитываются.

Концентрация напряжений и деформаций в сварных соедине­ ниях, обусловленная изменением геометрии, вызванной сварным швом, например неудаленным усилением стыкового шва, учитыва­ ется в соответствии с указаниями раздела 3.2.

4.2.3. Для сварных соединений с неполным проплавлением (щелевые сварные швы) в местах приварки тонких патрубков к обе­ чайкам, крышкам, днищам, приварки элементов жесткости и

фланцев разрушающие амплитуды Пащ для заданного числа цик­ лов № получают по уравнениям п. 4.1 как отношение

* * /ГГ*

О’ащ— Оа/Лд, где!К% — аффективный коэффициент концентрации условных уп-

ругих напряжении; оа — номинальные условные упругие напряжения^в_зоне щелевого сварного шва.

233

Рис. 11,1. Эффективные коэффициенты концентра­ ции условных упругих на­ пряжений для щелевых сварных швов

1 — низколегированные цик­ лически разупрочняющиеся ста-

tt

<с 0 2/<тд ^ 0,6) при осевом на­ гружении; 4 — указанные выше стали при изгибе

Численные значения К% для осевого растяжения и изгиба при­ ведены на рис. 11.1; при сочетании в конструкции изгиба и растя­ жения для каждой из составляющих номинальных напряжений

вводятся соответствующие величины К*. Коэффициенты запаса при расчете щелевых сварных соединений следует принимать рав­ ными па = 1,25 и пу = 2,1.

4.3.Расчет пластически деформированных элементов конструкций.

4.3.1.Если элементы конструкций подвергались предвари­ тельной пластической деформации еп, то в расчетные уравнения пп. 4.1.1, 4.1.4, 4.1.5 и 4.1.9 вместо характеристик пластичности

In 100/(100 — ф() и In 100/(100 — фв) (см. также п. 3.8.2) вводятся характеристики пониженной пластичности

(In 100/(100 — фг) — Кпеп) и (In 100/(100 — фв) — Кпеп),

где Кп — коэффициент, зависящий от температуры предваритель­ ного пластического деформирования и стали (Кп О 1).

Повышение характеристики прочности a*s и за счет предварительных пластических деформаций и старения в расчетах

не учитывается, но изменение отношения о0#1о*в принимается во внимание.

Для малоуглеродистых и низколегированных сталей, склонных к деформационному старению (в случае предварительного пласти­ ческого деформирования в диапазоне температур старения), вели чина Кп принимается равной 1,2.

4.3.2.Если в конструкциях при неравномерных предваритель­ ных пластических деформациях возникают остаточные напряже­ ния а0, то их учет осуществляется в соответствии с пп. 3.8.1, 4.2.2.

4.4.Расчет с учетом эксплуатационных воздействий.

4.4.1.Если конструкция изготовлена из деформационно ста­ реющих сталей и эксплуатируется при повышенных температурах, включая температуры деформационного старения, то при расчетах

учитывается снижение характеристик пластичности (ф) и фв) и не

234

учитывается повышение характеристик прочности (<То,2 ><?в)- В фор­ мулы п. 4.1 вводятся минимальные значения характеристик ф* и фа для рабочего диапазона температур и соответствующие рабочей температуре характеристики а1а2, стд.

4.4.2. При воздействии на элементы конструкций радиацион­

вреждений характеристики ф* и фа; повышение при этом характз ристик прочности OQi2, <7в не учитывается. В связи с увеличением

отношения ПоУ^в по мере накопления радиационных поврежде­ ний следует учитывать возможность перехода от расчета по пп.

4.1.1и 4.1.4 к расчету по пп. 4.1.5 и 4.1.9.

4.4.3.Эффект коррозионных воздействий учитывается в зави­ симости от типа коррозии — общей или местной (язвенной), характера коррозионной среды, давления и скорости среды и

коррозионных повреждений оценивается по экспериментальным данным. При отсутствии таких данных долговечность JVKC для малоуглеродистых и низколегированных сталей в коррозионной среде при равномерной коррозии можно определять по формуле

Л^КС— N (1 -- Ркс)|

где N — число циклов до разрушения по формулам п. 4.1; ркс — коэффициент влияния среды (ркс 1).

Величина ркс в зависимости от N для частот порядка 0,1—1 Гц определяется по формуле

Ркс = Кс lg N.

При осуществлении специальных мероприятий по снижению кор­ розионного воздействия водной среды (водоочистка, ограничение содержания кислорода, хлоридов и др.) величину Кс можно при­ нять в пределах 0,02—0,05. При числах циклов N 104 и воздей­ ствии водных и паровых сред без предварительной очистки величи­ на ( ^ '‘принимается равной 0,1. С повышением давления от 1 до 100 атм коэффициент Кс при специальной водоочистке линейно увеличивается до 0,2. Уменьшение частоты нагружения на 1 по­ рядок по сравнению с указанным выше приводит к увеличению Кс на 10 -15 % .

4.4.4. Наложение на основные циклы изменения условных упругих напряжений аа вибрационных воздействий (от гидроди­ намических, механических и тепловых пульсаций) с амплитудами

tfabjH частотами fb приводит к снижению долговечности, определяе­ мой по п. 4.1. Число циклов до разрушения N h с учетом наложе­ ния вибраций оценивается по формуле

Nb = NJxbi

235

где N — число циклов до разрушения по п. 4.1; хь — коэффициент влияния вибраций (хь 1). Коэффициент хь зависит от отноше­

ния амплитуд afb/Oas и частот:

% = ( M ) V(0*b/(<I*e\

где V — коэффициент, зависящий от материала и определяемый экспериментально (F 2);

С а 2 = ° а + °аЬ‘

Величина V принимается по следующим данным:

4.4.5. Нестационарность циклического нагружения на различ­ ных режимах учитывается на основе линейного суммирования цик­ лических повреждений с учетом принимаемых запасов по амплиту­ дам условных упругих напряжений и долговечности.

5. Определение прочности и долговечности деталей машин и элементов конструкций

5.1.Коэффициенты запаса.

5.1.1.Коэффициенты запаса по местным условным упругим напряжениям для заданного режима нагружения определяются по формуле

где о'.* — разрушающие амплитуды условных местных напряже­ ний, устанавливаемые в соответствии с п. 4 для эксплуатационного

точности расчетов и задания исходной информации, рассеяния ха­ рактеристик нагруженности и механических свойств.

236

Для сосудов давления, трубопроводов, корпусов, листовых конструкций, применяемых в энергетическом машиностроении, запасы па принимают равными 2, a nN — равными 10. Аналогич­ ные запасы можно принять для аппаратов химического машино­ строения, магистральных трубопроводов, сосудов давления и лис­ товых строительных конструкций.

Для элементов конструкций и деталей машин с высокой исход­ ной концентрацией напряжений (щелевые сварные соединения, резьбовые соединения и др.) или испытывающих действие только высоких температурных напряжений от резких перепадов темпе­ ратур по толщине стенки указанные выше запасы могут быть сни­ жены соответственно до 1,5 и 3.

5.1.4.В тех случаях, когда по расчету в соответствии с настоя­ щей методикой не удается обеспечить запасы па и nN по п. 5.1.3, их снижение допускается на основе модельных или натурных испы­ таний в условиях, приближающихся к штатным (по конструкции, технологии изготовления и нагружению).

Если испытанию при эксплуатационных нагрузках подверга­ ются натурные конструкции или полномасштабные модели, то за­ пасы прочности па и nN по моменту образования трещин должны быть не ниже 1,25 и 2,1 соответственно.

5.1.5.При циклических испытаниях допускается форсирова­ ние режимов нагружения (по механическим и тепловым нагруз­

кам). При этом пересчет результатов испытаний на натурные, а также назначение режимов форсированных испытаний произво­ дятся на основе уравнений п. 4 (при испытаниях не допускается увеличивать механические нагрузки более чем в 1,5 раза и одно­ временно местные условные упругие напряжения больше чем в 3 раза по сравнению с эксплуатационными).

5.2.Допускаемые амплитуды напряжений и чисел циклов.

5.2.1.Допускаемые амплитуды условных упругих напряже­

ний [а*] и чисел циклов [А] получаются как минимальные, исходя: из условий

[0*1 = 0*/% и [N ]=N /nN,

где o f , N — разрушающие амплитуды условных упругих напря­ жений и число циклов по уравнениям п. 4; % , пк — запасы по

п.5.1.

5.2.2. Вводя запасы па и в уравнение п. 4.1.1, получают

систему двух уравнений для определения [а* 1 и [А] по критерию* усталостного разрушения

100

Е In

100 — V

1+<*1

237

Для уточненной оценки [а* 1 и t-ЛГ] запасы па и пN в в о д я т с я в уравнения п. 4.1.4:

В качестве расчетных используют минимальные значения [а*]

и[ЛП по каждой из двух приведенных выше систем уравнений.

5.2.3.Для циклически разупрочняющихся сталей, вводя за­

пасы гаа и Игу в уравнение п.4.1.5, величины [а*] и [АП определяют по критерию квазистатического разрушения как минимальные из системы двух уравнений

Для уточненной оценки [of ] и [JV] запасы па и nNвводятся в урав­ нения п. 4.1.9:

При этом в качестве расчетных принимают минимальные значе­ ния [at 1и [АП по уравнениям пп. 5.2.2 и 5.2.3.

5.2.4. Для сварных соединений и элементов конструкций, подвергавшихся предварительной пластической деформации при определении допускаемых величин [а* ] и [ЛП, учитывается сниже­ ние разрушающих амплитуд напряжений путем введения коэф­ фициента фс, а также снижение пластичности и предела выносли­ вости за счет остаточных напряжений в соответствии с п. 4. Кроме того, при расчете [а*] и [ЛП должно быть учтено снижение соп­ ротивления разрушению от деформационного старения и нейтрон­ ного облучения.

238

5.3. Расчетные кривые допускаемых амплитуд напряжений и чи­ сел циклов.

5.3.1.По уравнениям пп. 5.2.2. и 5.2.3 строится серия кривых допускаемых [of ] и [TV] как нижние огибающие для заданных коэффициентов асимметрии г*, г.

5.3.2.Для элементов конструкций и деталей машин, нагру­ жаемых в соответствующем диапазоне температур при коэффи­ циентах асимметрии г* 0, г <; 0 (при действии преимущественно’ пульсирующего давления, осевых нагрузок и изгибающих момен­ тов), определение прочности можно проводить по кривым допус­ каемых амплитуд и числе циклов, по построенным уравнениям

пп.4.1.1 и 5.2.2 при г = г* = 0. Для циклически разупрочняющихся сталей такие кривые строят по уравнениям пп. 4.1.5 и

5.2.3при г = —1; эти кривые используют без ограничения по коэффициентам асимметрии г для эксплуатационных напряжений.

5.3.3.Для малоуглеродистых и низколегированных сталей при

•105 МПа, 1,95-104 кг/мм2 для интервала температур 20—360° С и

г= г* = 0 расчетная кривая приведена на рис. 11.2.

5.3.4.Для углеродистых и низколегированных сталей при

20—360° С расчетные кривые усталости приведены на рис. 11.3. Эти кривые построены для различных значений коэффициента кон­

5.3.6.Для расчетных температур, меньших, чем наибольшие

вуказанных в пп. 5.3.3—5.3.5 интервалах, величины [of] допус­ кается умножить на отношение модуля упругости при расчетной температуре к модулю упругости при наибольшей температуре

интервала.

5.4.Прочность при нестационарных режимах нагружения.

5.4.1.При определении циклической прочности нестационарность силовых и температурных нагрузок при эксплуатации на различных режимах i учитывают на основе линейного суммирова­ ния повреждений по формуле

к

' 2 i N ° l [ N ] i = a ,

г=1

где N| — число циклов нагружения на i-м режиме в эксплуата­

ции с напряжениями off; [7V]j — допускаемое число циклов на­ гружения, определяемое по расчетным уравнениям пп. 5.2.2 и

239