WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

загрузка...
   Добро пожаловать!

Pages:     | 1 || 3 |

Показано, что ударное воздействие приводит к возникновению пластических деформаций, что связано с уменьшением деформационной способности материала и появлением остаточных напряжений. В конечном счете это приводит к изменению механических свойств материала, включая и характеристики трещиностойкости. Одновременно с этим происходит искажение геометрии трубы и трещиноподобных дефектов.

В работе также рассмотрены примеры возникновения повреждений на трубах при статическом и динамическом контактных воздействиях.

Третья глава посвящена оценке концентрации местных напряжений в конструктивных цилиндрических элементах с вмятинами.

На первом этапе, используя известные подходы к решению краевых задач теории тонких оболочек, определены местные напряжения применительно к схематизированной вмятине в цилиндрической оболочке (рисунок 1).

Для этой расчетной схемы определены краевые силы и моменты, а по ним соответствующие краевые напряжения. В силу их громоздкости здесь они не приводятся.

Более адекватно реальным вмятинам отвечает схема, показанная на рисунке 2.

В общем виде теоретический коэффициент концентрации напряжений для рассматриваемой модели можно записать в следующем виде:

, (1)

где максимальные напряжения от действий внутреннего давления (Р) и краевых моментов (Ми); k и q – коэффициенты, зависящие от параметров модели с вмятиной; – номинальные окружные напряжения; R и S – соответственно радиус и толщина стенки цилиндрического элемента (рисунок 2); ; f – стрелка прогиба вмятины.

Заметим, что с учетом подходов сопротивления материалов. Однако эта формула значительно завышает значение.

Номинальные напряжения можно представить через коэффициент тонкостенности (. Тогда. Для большинства магистральных трубопроводов, т.е. они относятся к категории тонкостенных.

Анализ данных решения краевой задачи, а также обобщения литературных данных показал, что параметры k и q в формуле (1) равны:. Таким образом,. (2)

Как и следовало ожидать, с увеличением параметра mf коэффициент концентрации напряжений существенно возрастает. Заметим, что формула (2) справедлива для протяженных продольных вмятин. Для оценки влияния протяженности вмятин на введен коэффициент : где
длина вмятины по образующей модели.

С уменьшением mL степень напряженности рассматриваемой модели должна снижаться из-за действия поддерживающего эффекта. С учетом этого факта нами получена следующая формула для определения :

. (3)

Эта формула справедлива при и. Если, то величину следует рассчитывать по формуле (2). Для сфероидальных вмятин параметр необходимо определять по формуле:, где d – диаметр вмятины. На практике в большинстве случаев вмятины имеют сложную форму, поэтому за величину d необходимо брать ее максимальный размер по образующей цилиндрического элемента.

На рисунке 3 приведены зависимости, рассчитанные на основании приведенной формулы (3).

Как видно, вначале с увеличением параметра величина возрастает, а при сохраняет свое постоянное значение, соответствующее формуле (2).

В дальнейшем с использованием известной формулы Нейбера определены коэффициенты концентрации пластических деформаций и.

Четвертая глава посвящена определению критических деформационных и силовых параметров цилиндрических элементов с комбинированными дефектами.

Базируясь на основных положениях теории пластичности, в работе определены допускаемые деформации и геометрические параметры вмятин при испытаниях трубопроводов. Получены формулы для определения критических радиусов кривизны вмятин в зависимости от их начального значения и относительного сужения. В работе приводятся соответствующие графики для оценки критических (предельных) радиусов кривизны вмятин.

На основе анализа местной потери устойчивости пластических деформаций с использованием результатов, приведенных в третьей главе, получена аналитическая зависимость для расчетной оценки коэффициента несущей способности цилиндрических элементов с вмятинами:

, (4)

где разрушающее давление цилиндра (трубы) с вмятиной; предельное давление, соответствующее временному сопротивлению; относительное сужение; коэффициент концентрации пластических деформаций; n – коэффициент деформационного упрочнения стали, определяемый по диаграмме растяжения. В работе приведены основные механические свойства для большинства низколегированных и низкоуглеродистых сталей, в частности значение параметра n.

Полагая, можно найти предельные геометрические параметры вмятин, механические характеристики стали и др. (рисунок 4).

На следующем этапе работы проведены исследования по оценке предельного состояния конструктивных элементов с комбинированными дефектами в условиях хрупкого разрушения.

Коэффициент интенсивности напряжений является основной характеристикой, определяющей степень напряженности материала в области вершины трещины. Величина КИН обозначается символом К1 и зависит от номинального напряжения, длины (или глубины h) трещины и безразмерного параметра Y, называемого поправочной функцией, зависящей от местоположения и геометрических параметров модели. Номинальные напряжения и глубина h (длина) трещины являются известными величинами. Таким образом, основной величиной, подлежащей определению при оценке КИН, является поправочная функция Y.

В настоящее время разработаны многочисленные методы расчетно-экспериментального определения КИН: комфорных отображений; коллокаций; плоских сечений; конечных и граничных элементов; фотоупругости и др. Однако, большинство из разработанных методов требуют сложных математических операций и весьма трудоемки, хотя современные достижения вычислительной техники разрешают эту проблему. Кроме того, любой аналитический расчет требует дальнейшего экспериментального подтверждения.

Нами для оценки КИН использован метод предельных нагрузок, развиваемый в ГУП «ИПТЭР». Сущность метода заключается в следующем. Из хрупкого материала, например из органического стекла, изготавливается базовый образец, для которого известно точное значение КИН. Путем испытаний базового образца определяется критическое значение интенсивности напряжений известными методами. Далее из того же хрупкого материала изготавливается исследуемая модель с заданными геометрическими параметрами, например модель с риской, имеющая угол раскрытия в вершине. После испытаний моделей определяются предельные нагрузки и напряжения. Испытания проводятся по такой же схеме нагружения, как и базовые образцы. При этом отношение предельных нагрузок рассматриваемых моделей обратно пропорционально величине их поправочных функций:

, (5)

где и предельные нагрузки для рассматриваемой и базовой моделей; Y и Y соответствующие поправочные функции.

В общем виде величина КИН записывается в следующем виде:

.

Для изготовления образцов-моделей с вмятинами, рисками и трещиной (рисунок 5) использовали органическое стекло, для которого. Очевидно, что в предельном состоянии.

В качестве базовой модели использовали прямоугольный образец с одной боковой трещиной по ГОСТ 25.506-85.

Рисунок 5 – Схема образца с вмятиной, риской и трещиной

Анализ полученных результатов испытаний моделей с вмятинами, рисками и трещинами позволил получить следующую формулу для оценки поправочной функции для рассматриваемой модели:

, (6)

где.

На рисунке 6 приведена зависимость от, полученная с использованием формулы (6) при.

В частном случае для модели с риской (рисунок 7):

. (7)

Для модели с трещиной (базовой модели):

. (8)

Расчеты по этой формуле и данные ГОСТ 25.506-85 практически совпадают.

Рисунок 7 – Экспериментальная модель с риской (базовая модель)

На рисунке 8 построены зависимости относительной прочности от для модели, показанной на рисунке 7, при и. Увеличение параметра приводит к снижению коэффициента несущей способности с (рисунок 8).

Для плоской модели с риской (рисунок 7) с ростом угла раскрытия прочность (разрушающее номинальное напряжение ) возрастает (рисунок 9).

На рисунке 10 представлены результаты испытаний плоской модели с риской (а) и трещиной (б).

Здесь глубина трещины перед вершиной риски. Точки на этом рисунке отвечают экспериментальным данным, а сплошная линия соответствует расчетным данным, полученным на основании формулы (6) с учетом того, что.

Из приведенных рисунков видно, что расчетные зависимости предельных напряжений адекватно описывают экспериментальные данные.

Таким образом, предложены и экспериментально обоснованы аналитические зависимости для определения КИН для моделей с комбинированными дефектами (вмятинами с рисками и трещинами).

Рисунок 8 – Зависимости относительной прочности от

Рисунок 9 – Зависимость разрушающих напряжений от

Полученные данные дают возможность определять несущую способность конструктивных элементов с комбинированными дефектами в условиях хрупкого разрушения.

В дальнейшем произведена оценка несущей способности по результатам испытаний стальных образцов с вмятинами с рисками и трещинами.

Образцы (рисунок 11) изготавливались из стали 09Г2С.

Сертификатные данные по химическому составу и механическим характеристикам стали 09Г2С приведены в Приложении.

Испытания показали, что прочность образцов с ростом падает, хотя и незначительно (рисунок 12). Это объясняется влиянием изгибающего момента. Заметим, что при испытаниях образцов из органического стекла отмечается более резкое уменьшение от.

В диапазоне изменения параметра mf от 0 до 5 относительная прочность изменяется в соответствии с формулой

. (9)

В области величина должна сохраняться постоянной:.

Это значение можно получить из анализа изгиба с растяжением образцов с вмятинами с использованием степенного закона упрочнения стали где и константы). Для стали 09Г2С:.

При испытаниях по мере роста действующего номинального напряжения остаточный прогиб уменьшается, и при достижении предельных значений образцы практически выпрямляются. При этом (см. рисунки 13 и 16).

Зависимости описываются единой кривой, отвечающей формуле

. (10)

Зависимость (10) отражена на рисунке 13.

Факт выпрямления образцов с вмятинами хорошо демонстрируется фотографиями до и после испытаний (рисунок 16). Кроме этого, отмечается, что образцы с вмятинами разрушаются при больших удлинениях, чем без них. При этом относительное сужение сохранилось достаточно высоким:. Примерно при таких же значениях сужений разрушались образцы без вмятин.

На следующем этапе были изготовлены и проведены испытания стальных образцов с вмятинами и трещиноподобными дефектами. На эти же образцы с вмятинами острозаточенной резой наносили надрезы различной глубины. При этом относительная глубина надрезов составляла:. Испытания проводили на разрывной машине типа МР-5. Для сравнительной оценки изготовляли и испытывали прямоугольные образцы с надрезами с такими же параметрами.

Относительная прочность прямоугольных стальных образцов прямо пропорционально снижается с увеличением mh (рисунок 14, а). Этот факт подтверждается многими исследователями. При этом.

При испытаниях образцов с вмятинами и надрезами отмечается любопытный факт непропорционального уменьшения в зависимости от. При этом образцы с вмятинами и надрезами оказываются несколько прочнее, а кривые зависимости для образцов с вмятинами и надрезами проходят выше прямой при. Возможно, что этот факт объясняется тем, что наличие надрезов ускоряет выпрямление образцов (рисунок 14, в) на более ранних этапах нагружения. В дальнейшем после выпрямления процесс деформации происходит так же, как и для образцов при. Об этом свидетельствуют данные рисунков 15 и 16.

а – с вмятинами; б – без вмятин с надрезами;

в – с вмятинами и надрезами

Рисунок 16 – Образцы после разрушения

Необходимо отметить, что прочность стальных образцов из многих низкоуглеродистых и низколегированных сталей прямо пропорционально зависит от живого сечения (нетто-сечения) независимо от типа трещиноподобного дефекта. Поэтому при расчетах несущей способности за расчетную глубину дефекта необходимо брать сумму глубин риски hр и трещины hтр на ее вершине: h = hp + hтр. Другими словами, в этом случае. В связи с этим нет необходимости отдельно исследовать влияние угла раскрытия и наличия трещин.

С учетом изложенного для оценки разрушающего напряжения образцов с вмятинами и трещиноподобными дефектами получена следующая формула:

, (11)

где длина дефекта; D – диаметр цилиндрического конструктивного элемента.

В пятой главе приводятся обоснования кинетических уравнений малоцикловой повреждаемости, с помощью которых определяется остаточный ресурс нефтепровода с комбинированными повреждениями.

Для оценки малоцикловой долговечности нефтепроводов с вмятинами и трещиноподобными повреждениями нами использовалось кинетическое уравнение Н.А. Махутова, устанавливающее скорость роста трещиноподобных дефектов () с размахом коэффициента интенсивности деформаций (КИД). Величина КИД связывается с коэффициентом интенсивности напряжений с использованием формулы Нейбера. В работе получены формулы для оценки количества циклов нагружения конструктивных элементов с вмятинами и трещиноподобными повреждениями.

Для конструктивных элементов с вмятинами, для которых в работе установлена взаимосвязь теоретического коэффициента концентрации напряжений с параметрами вмятин, число циклов до разрушения Nр целесообразно определять на основании уравнения Коффина-Мэнсона, которое нами приведено в следующем виде:

, (12)

где коэффициент запаса пластичности; амплитуда локальных деформаций; предельная деформация, определяемая по относительному сужению. Амплитуда пластической деформации определяется с использованием уравнения Нейбера и величины.

В большинстве случаев адекватная оценка затруднительна. Это, прежде всего, обусловлено сложностью (невозможностью) определения фактических геометрических параметров дефектов. В связи с этим в ГУП «ИПТЭР» развивается метод оценки малоцикловой долговечности по коэффициенту несущей способности

,

где А и m – константы, определяемые экспериментально; коэффициент запаса прочности по временному сопротивлению, определяемый по
СНиП 2.05.06-85*.

Для оценки количества циклов нагружения Nр получена следующая формула:

. (13)

Основные выводы

Pages:     | 1 || 3 |






© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»