книги / Техническая диагностика остаточного ресурса и безопасности
..pdf
162 Глава 4. МЕТОДИКА ОЦЕНКИ ТЕХНИЧЕСКОГО СОСТОЯНИЯ
при этом К*1с принимают не ниже К 1с; |
|
|
- с использованием выражений п. 4.4.4.4 для температур |
tk2 < t < tk[ вы |
|
числяют значения К]с в зависимости от разности температур / - tk2: |
||
К1=(К 'лУ" {“ P & U '- 'J /f e , |
; |
(4-27) |
- с использованием выражений п. 4.4.4.4 для температур t > tkx вычисляют значения К*, в зависимости от t - t k2 с учетом изменения |3СТ при изменении температуры /:
^ = fc ^ * { e x p [p J A ; |
(4.28) |
-по полученным данным строят исходную кривую K*Ic ~ { t- tk2)\
-вводя запасы и*, для заданных t - t k2 вычисляют отношение K*Ic/nk и
строят кривую K*Ic/nk ~{t~tk2), смещая исходную кривую вниз;
- |
вводя |
запасы [Д?]2 |
к температуре tk2, определяют |
величины |
/-/^2 ~[Д^2 |
и строят кривую |
K*Ic- { t - tk2 -[Л/]2), смещая исходную кривую |
||
вправо (в сторону более высоких температур); |
|
|||
- |
за расчетную кривую [йГ/]—([/]—ГА2) допускаемых величин |
принимают |
||
нижнюю огибающую кривых К]с/пк - ( t - t k2) и *ЧС- (/ - tk2 - [д/]2).
Для низколегированных сталей с пределом текучести ст0 2 > 540 Мпа, пре
делом прочности ств >650 МПа и относительным сужением у >50 % при рас
четных размерах дефектов / = 1/4s и толщине s = 300 мм расчетные кривые
[K]}-[t] приведены на рис. 4.5 для нормальных условии эксплуатации (кри
вая /), для гидроиспытаний и нарушений нормальных условий эксплуатации (кри вая 2) и аварийных режимов (кривая 3). Для определения допускаемой температу ры [/] на различных стадиях испытаний и эксплуатации устанавливают tk2 .
Если расчетные или фактические размеры дефектов I < V4s и s <300 мм и при соответствующих режимах эксплуатации точки, характеризующие темпера
туры t и коэффициенты интенсивности напряжений К *, располагаются правее и
ниже, чем по кривым, аналогичным приведенным на рис. 4.5 для данного мате риала, сопротивление разрушению считают обеспеченным и уточненные расче ты для меньших размеров дефектов и толщин не проводят.
Если указанные условия не выполняются, то построение расчетных кривых проводят для данных размеров дефектов / и толщин s.
ОЦЕНКА ОСТАТОЧНОГО РЕСУРСА ПО КРИТЕРИЯМ |
163 |
[К*], МПа*м1/2
Рис. 4.5. Расчетные кривые допускаемых коэффициентов интенсивности напряжений и температур для элементов СТС из низколегированной стали в исходном состоянии
Для штатных и аварийных ситуаций с быстрым расхолаживанием элемен тов СТС, когда возникают высокие градиенты температур по толщине стенки (соответствующие хрупким, квазихрупким и вязким состояниям) и не обеспечи
ваются условия прочности К* >[/Г*] при ([/]—/А.2) ^ 0, проводят проверку до
пустимости аварийного режима по условиям остановки трещины в зоне с вязким состоянием металла. Для этой проверки в различные моменты времени в расчете используют условную глубину трещины ( (при (la = 0), равную расстоянию от внутренней охлажденной поверхности элемента до зоны с температурой
t - t kx+[&t\t и условную |
вторую критическуЕО температуру tk2 = /*| + M i |
(с |
учетом зависимости tkl |
от воздействия окружающей среды на глубине |
() |
(рис. 4.6).
Величину условного критического значения коэффициента интенсивности напряжений при этом определяют с использованием выражения (4.15) при заме
не К 2 на К *с, / на /* и использовании |
для температуры t = t*k2. Допускае |
|
мое значение [К]] определяют по выражению |
|
|
[К]]= |
K'k Jnk . |
(4.29) |
ОЦЕНКА ОСТАТОЧНОГО РЕСУРСА ПО КРИТЕРИЯМ |
165 |
Если одна из вершин 1 или 2 трещины (см. рис. 4.1, д) находится в охрупченной переходной зоне (от наплавки к основному металлу) с пониженной ме
стной пластичностью \j/J, и отсутствуют прямые экспериментальные данные о
трещиностойкости, то величины (Кс2)н и вычисляются по выражениям:
(4.30)
Деформации ц/J, в первом приближении можно оценить по характеристи
кам твердости или микротвердости с использованием соответствующих зависи мостей с последующей оценкой возможности разрушения из точки 1 по схеме рис. 4.1, а. При этом должны быть использованы прямые экспериментальные данные о трещиностойкости металла наплавки. В первом приближении допуска ется принять р* и рст равными нулю и расчет провести по выражению
(4.31)
где CTQ2M, v/H - предел текучести и относительное сужение площади поперечно
го сечения материала наплавки; а г0 2, V - те же характеристики для основного
металла.
Временные и коррозионные повреждения наряду с их влиянием на критиче ские температуры хрупкости учитываются как фактор, повышающий предел те кучести сг0 2 и снижающий показатель рА. и критические значения коэффициен
тов интенсивности напряжений KIct (нижнее плато) и К*2 (верхнее плато):
(4.32)
ОСТАТОЧНЫЙ РЕСУРС И КРИТЕРИИ ЖИВУЧЕСТИ |
167 |
4.5. ОСТАТОЧНЫЙ РЕСУРС И КРИТЕРИИ ЖИВУЧЕСТИ ПРИ ДЛИ ТЕЛЬНОМ СТАТИЧЕСКОМ И ЦИКЛИЧЕСКОМ НАГРУЖЕНИИ
Развитие трещин при циклическом и длительном статическом нагружении описывается с использованием критериев линейной и нелинейной механики разрушения на основе выражений (1.92), (1.113); при этом скорость распростра нения трещин оказывается связанной с коэффициентом интенсивности напря жений и деформаций степенной функцией. Увеличение скоростей развития тре щин с ростом числа циклов и времени х объясняется снижением критических значений коэффициентов интенсивности напряжений, а также с активизацией процессов усталостного, длительного и коррозионного повреждения металла в вершине трещины.
Зависимость скорости развития трещины d l/d N , dll dx от коэффициента интенсивности напряжений при высоких температурах (в условиях ползучести) может быть получена на основе силовых и деформационных критериев статиче ского и малоциклового разрушения. Пологая, что распространение трещин на
длину dl за время |
dx происходит по мере достижения в различных зонах раз |
||||||
рушения, имеющих размер |
/у , в пределах которого достигается величина пре |
||||||
дельной деформации ёу, при сти < 1 можно записать: |
|
|
|||||
dl _ |
1 |
2(1 + 4') |
' K le\ |
|
|
(4.33) |
|
|
|
|
UJJ |
2(1 + 4') Е ь |
|||
dx |
2л |
3 |
у |
||||
|
|
/ _ |
|||||
|
|
|
|
3 |
Я |
К |
|
|
|
|
|
|
|||
где ц' - коэффициент Пуассона; К1е - |
коэффициент интенсивности деформа |
||||||
ций; /0 - начальная длина трещины. |
|
|
|
||||
Для зоны в вершине трещины величина р' принимается равной 0,5. Разру |
|||||||
шающая деформация ёу в вершине трещины определяется через логарифмиче
скую предельную деформацию ё1а в шейке гладкого образца с учетом объемно сти напряженного состояния и вершине трещины:
100
(4.34)
100 -vi ’
где De - коэффициент снижения разрушающей деформации (для плоской де формации De =0,209); I - коэффициент повышения первого главного напря жения (для плоской деформации I =2,49). Для плоского напряженного состоя ния Д, = / = 1.
ОСТАТОЧНЫЙ РЕСУРС И КРИТЕРИИ ЖИВУЧЕСТИ |
169 |
При малоцикловом нагружении скорость развития трещины зависит не только от указанных выше факторов (уровня напряжения, свойства стали, начального размера трещины, времени, температуры), но и от числа циклов.
Скорость роста трещины при повышенных температурах в зависимости от размаха коэффициента интенсивности напряжений описывается степенным уравнением Пэриса:
dl/dN = CNf(AKj)yN , |
(4.38) |
где Сщ - коэффициент, зависящий для данной температуры и материала от частоты нагружения или времени цикла; yN - угловой коэффициент, зависящий вобщем случае от температуры и частоты.
Для аустенитной нержавеющей стали типа 304 при температуре 550 °С ко эффициент удг мало зависит от частоты и равен примерно 3, а величина CNf с
уменьшением частоты на пять порядков увеличивается примерно на порядок. Для низколегированной стали Cr-Mo-V при температуре 540 °С, при которой проходят процессы ползучести, с повышением размаха коэффициента интен сивности напряжений значение yN увеличивается от 4,5 до 10.
Число циклов (или полуциклов) влияет на сопротивление циклическим уп ругопластическим деформациям в вершине трещин, что сказывается на перерас пределении деформаций и достижении местными деформациями на краю тре щины предельных величин, определяющих размер зоны разрушения в каждом цикле. Для случая длительного циклического нагружения, можно получить:
|
1 |
|
|
/ _ Y-|2 |
|
|
|
|
2(1 + ц') |
2К1с |
|
1 |
|
||
|
2п |
|
3 |
[* Г ). |
|
2(1+ Ц') |
|
|
|
|
|
|
|
||
|
|
|
|
|
2ж10 |
3 |
Y / i |
|
|
|
|
|
|
|
|
где К/е - коэффициент интенсивности деформаций (для координат S - г ) . |
|||||||
Величина |
К1е при |
Sn < 1 |
вычисляется по выражениям (4.35) и (4.36) при |
||||
замене ст„ на |
S„ и |
т' |
на тг (к). Значения |
S„ и т1(к) рассчитываются с ис |
|||
пользованием соответствующих выражений. При вычислении т' (к) для зоны трещин величина ё (0) заменяется на ejпо выражению (4.34).
С учетом указанных выше зависимостей скорость роста трещин dl/dN ока зывается зависящей не только от коэффициента интенсивности напряжений, но и от числа циклов N и времени выдержки твр. Результаты расчетов по изло
женному способу для пластины из стали типа 18-8 при температуре 650 °С для /0 = 10 мм по параметру времени тпр при =1 показаны на рис. 4.8 сплошными
170 Глава 4. МЕТОДИКА ОЦЕНКИ ТЕХНИЧЕСКОГО СОСТОЯНИЯ
линиями, а по параметру аа при твр= 0,1 - пунктирными. Из представленных
данных видно, что по мере увеличения числа циклов и времени выдержки в цикле в результате уменьшения сопротивления пластическим деформациям
т'(к) и предельной пластичности ejскорость развития трещины существенно
увеличивается. По мере снижения номинальных напряжений цикла и числа
циклов зависимость между величинами dl / dN может быть представлена в виде степенной функции.
На рис. 4.9 показана зависимость между скоростью развития трещины и ам плитудой коэффициента интенсивности напряжений К /а для тех же, что и на
рис. 4.8, условий нагружения. Расчет скоростей трещин осуществляется по вы ражению (4.39) для заданного числа циклов N при постоянном времени вы держки твр и для заданного накопленного времени нагружения т , определяемо
го как произведение твр • N . По мере увеличения N и х наблюдается усиление
зависимости величины dl/dN от К1а- Таким образом, величина yN в выраже нии типа (4.38) оказывается непостоянной (она увеличивается от 2,8 до 6), как это имело место в опытах при температуре 550 °С.
При сопоставимых значениях К/а скорости роста трещин при температуре
650 °С оказываются примерно на порядок выше, чем при температуре 550 °С.
d l/d N , мм/ч d l/d N , 1/мм
Рис. 4.8. Зависимость скорости роста трещин при увеличении числа циклов и времени выдержки
Рис. 4.9. Влияние числа циклов нагружения и времени выдержки в цикле на скорость роста трещин