Прочность, трещиностойкость и конструктивная безопасность строительных металлоконструкций на базе развития линейной механики разрушения
На правах рукописи
ВОСТРОВ ВЛАДИМИР КУЗЬМИЧ ПРОЧНОСТЬ, ТРЕЩИНОСТОЙКОСТЬ И КОНСТРУКТИВНАЯ БЕЗОПАСНОСТЬ СТРОИТЕЛЬНЫХ МЕТАЛЛОКОНСТРУКЦИЙ НА БАЗЕ РАЗВИТИЯ ЛИНЕЙНОЙ МЕХАНИКИ РАЗРУШЕНИЯ Специальность 05.23.01 – Строительные конструкции, здания и сооружения
Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук
Москва – 2009 2
Работа выполнена в Центральном ордена Трудового Красного знамени научно-исследовательском и проектном институте строительных металлокон струкций им. Н.П. Мельникова (ЦНИИПСК им. Мельникова)
Официальные оппоненты: чл.-корр. РАН, доктор технических наук, профессор Махутов Николай Андреевич доктор технических наук, профессор Кудишин Юрий Иванович доктор технических наук, профессор Зверев Виталий Валентинович
Ведущая организация: ФГУП НИЦ «Строительство», филиал, ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко
Защита состоится «_» 2009 г. в 11 часов на заседании диссертационного совета Д 303.015.01 при ЗАО «ЦНИИПСК им. Мельникова» по адресу: 117997, г. Москва, ул. Архитектора Власова, 49, комн. 204.
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ЗАО «ЦНИИПСК им.
Мельникова».
Просим Вас принять участие в защите и направить отзыв на автореферат в двух экземплярах, заверенный гербовой печатью, в секретариат совета по ука занному адресу. Факс: (495) 960-22-77.
Автореферат разослан «_» _ 2009 г.
Ученый секретарь диссертационного совета Д 303.015.01, кандидат технических наук Н.Ю. Симон
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ
Актуальность работы. В строительных нормах на проектирование СНиП II-23-81*, СП 53-102-2004 и стандартах организаций для проверки проч ности листовых и оболочечных металлоконструкций, находящихся в безмо ментном плосконапряженном состоянии, используется условие упругости для номинальных напряжений (условие недостижения пластичности по Мизесу или Сен-Венану) и критерий прочности, ограничивающий абсолютные значения главных напряжений пределом текучести. Помимо отсутствия в строительных нормах критериев прочности для моментного напряженного состояния оболо чечных конструкций, а также плоскодеформированного и пространственного напряженного состояния, влияние дефектов и концентраторов напряжений на прочность и долговечность конструкций не рассматривается, не учитывается снижение несущей способности за счет развития макротрещин от дефектов. Т.е.
в строительных нормах, как отмечено А.Б. Злочевским, в неявном виде заложе на концепция «эксплуатация без повреждений», в соответствии с которой на протяжении всего срока службы сооружения в его расчетных сечениях не должно быть трещин, в том числе усталостных. Но требование полной безде фектности металла и сварных соединений строительных металлоконструкций (м/к) не обеспечивается современными средствами неразрушающего контроля, м/к (подкрановые балки, кожухи доменных печей, воздухонагревателей и др.) эксплуатируются с усталостными и хрупкими макротрещинами и, кроме того, существуют дефекты и трещины с предельными размерами, определяемыми критериями прочности, не снижающие прочности элементов м/к как в вязких, так и в хрупких состояниях.
В основополагающем документе – ГОСТ 27751-88* принципы определе ния критериев прочности в общем случае плоского и пространственного на пряженного состояния основаны на недостижении предельных состояний, ко торые классифицируются на две группы. Состояния первой группы отвечают невозможности дальнейшей эксплуатации конструкций, а предельные состоя ния второй группы – затруднением в эксплуатации конструкций. В частности, группа предельных состояний 1а связана с разрушением любого характера, а группы предельных состояний 1f и 2с связаны с образованием и развитием трещин.
В работах д.т.н., проф. Н.С. Стрелецкого предложено улучшить класси фикацию предельных состояний;
развить методику расчета по третьему пре дельному состоянию на расчет конструкций из всех материалов, объединив в нем учет опасности от появления хрупких повреждений и повреждений от ус талости материалов;
выделить аварийное состояние конструкций особым со стоянием, требующим специального подхода, выходящим за пределы обычного расчета;
ввести учет фактора времени (продолжительности эксплуатации) в ка честве основного параметра в расчет конструкций по предельных состояниям;
учет опасности от появления хрупких повреждений основывать на комплекс ном рассмотрении параметров третьего предельного состояния, а именно, мар ки стали (структуры), концентрации напряжений, силовых воздействий, темпе ратуры и масштабного фактора;
считать, что критические параметры третьего предельного состояния, обуславливающие переход конструкции в опасное со стояние, соответствует появлению непрерывно развивающихся трещин или крайнему моменту затухания трещин. Сам процесс хрупкого повреждения со стоит из двух частей – зарождения трещин и их развития;
в зависимости от ко личества накопленной сооружением энергии зародившаяся трещина может раз виваться непрерывно или остановиться, пройдя определенный участок конст рукции. При этом крайние значения параметров затухания трещины, при нару шении которых она развивается непрерывно, определяют границу между безо пасным и опасным (аварийным) состоянием, т.е. критическую область третьего предельного состояния.
Как следствие, в работах Н.С. Стрелецкого третье предельное и аварий ное состояния служат предельными состояниями, связанными с трещинообра зованием, но различаются последствиями их достижения. В первом случае (третье предельное состояние) стержневая, листовая или оболочечная м/к мо жет временно эксплуатироваться с возникшими устойчивыми хрупкими или усталостными трещинами – первичными отказами, не приводящими к потере несущей способности элементов или конструкции, что и наблюдается в под крановых балках, кожухах доменных печей, резервуарных и других м/к. Во втором случае (аварийное состояние) возникающая хрупкая или усталостная трещина (первичный отказ), возникнув, распространяется на все сечение эле мента (стержневая конструкция), полностью выключая его из работы, или рас пространяется на все или значительную часть сечения, приводя к полной или частичной потере несущей способности листовой или оболочечной м/к (лави нообразное разрушение) с невозможностью дальнейшей эксплуатации.
Предложения Н.С. Стрелецкого позволяют развить методику расчета по третьему предельному и аварийному состояниям на основе комплексного рас смотрения их параметров с учетом фактора времени на базе развития линейной механики разрушения (ЛМР), так как расчет самих предельных состояний ос новывается на критериях трещинообразования и анализе устойчивости (неус тойчивости) возникающих трещин, а критерии прочности, долговечности и конструктивной безопасности отражают условия недостижения предельных со стояний с соответствующими коэффициентами запаса. Фактор времени возни кает в расчетах в связи с развитием усталостных повреждений, а также в связи с деградацией механических свойств и характеристик трещиностойкости металла вследствие сварки, механической обработки, теплового, водородного и др. ви дов охрупчивания. Кроме того, применение методов механики разрушения по зволяет уточнить аварийное и третье предельное состояния, разработать крите рии и методы расчета прочности, долговечности, конструктивной безопасности и живучести строительных м/к, активно развиваемые в последнее время в рабо тах Н.А. Махутова, В.В. Ларионова, В.В. Москвичева, Н.И. Карпенко, В.И.
Колчунова, Ю.И. Кудишина, П.Д. Одесского, И.И. Ведякова, П.Г. Еремеева, А.В. Перельмутера и др. авторов.
Критерии прочности строительных м/к и соответствующие им нормы де фектности металла и сварных соединений могут определяться методами нели нейной механики разрушения, а также методами ЛМР, если размеры дефектов оправдывают ее применение, хотя сама классическая ЛМР требует развития так как «не работает» в случае микротрещин, не учитывает многоосность внешнего напряженного состояния и не приспособлена к определению нагрузок трещи нообразования в элементах м/к с концентраторами напряжений, но без исход ных трещин. Кроме того, как отмечено П.Д. Одесским, применение расчетов прочности конструкций при аварийных предельных состояниях методами ме ханики разрушения, отсутствующими в СНиП II-23-81* и СП 53-102-2004, в принципе разрешается действующим ГОСТ 27751-88*.
На различия в последствиях достижения предельных состояний, связан ных с трещинообразованием, указывает также основоположник нелинейной механики разрушения М.Я. Леонов. Понимая под прочностью реального сплошного твердого тела сохранение устойчивости непрерывной формы де формации, а под нарушением прочности – образование неустойчивых трещин, приводящих к глобальному разрушению, М.Я. Леонов считает, что расчет кон струкций на хрупкую прочность должен состоять сначала из определения прочности, а затем – возможности появления устойчивых трещин (появление новых устойчивых форм равновесия).
Из предложений Н.С. Стрелецкого и М.Я. Леонова к формулировке и анализу предельных состояний и критериев прочности, а также из ГОСТ 27751 88* следует, что в развитии метода расчета строительных конструкций и осно ваний сложилась парадоксальная ситуация, когда метод предельных состояний включает в себя образование трещин и разрушение, а классическая ЛМР не приспособлена к определению нагрузок трещинообразования и допускает, так же как и нелинейная механика разрушения, неограниченную прочность элемен тов конструкций и оснований с трещинами в сложнонапряженном состоянии и, что особенно существенно, ЛМР требует для своего применения наличия ис ходных макротрещин.
Кроме необходимости развития ЛМР для строительных металлоконст рукций требование развития ЛМР возникает, также, при расчете несущей спо собности оснований и устойчивости положения строительных конструкций (высотных сооружений, плотин, морских гравитационных платформ для нефте газодобычи на шельфах морей), а также при обследовании и техническом диаг ностировании массивных бетонных, железобетонных, каменных конструкций и, кроме того, при расчете снеговых и ледовых нагрузок на сооружения.
Необходимость развития ЛМР для применения ее в расчетах несущей способности оснований связана с тем, что с ростом нагрузки на фундаменты касательные напряжения в основании превышают сопротивление грунта сдвигу и часть грунта переходит в пластическое состояние (глинистые грунты) или возникают трещины поперечного сдвига (скальные основания). Величина пре дельной нагрузки может определяться на основе нарушения условия внутрен него трения (критерия прочности Кулона – Мора) записанного через макрона пряжения, так как упругие напряжения в основании сжимающие, а под краями фундамента либо неограничены (жесткие штампы), либо неоднозначны (гибкие штампы). Решение смешанной упруго-пластической задачи или задачи со сдви говыми трещинами в основании, повышает оценку несущей способности грун товых оснований и позволяет рассчитывать устойчивость положения сооруже ний с учетом модели деформирования основания с трещинами.
Применение и развитие ЛМР требуется при обследовании и техническом диагностировании массивных бетонных, железобетонных, каменных конструк ций вследствие необходимости отбора образцов разрушающими методами (на пример, бурением) для исследования степени деградации механических свойств и свойств трещиностойкости. При бурении напряжения в конструкции или не тронутом массиве сжимающие и хрупкое разрушение происходит по причине возникновения растягивающих напряжений у тупика цилиндрической щели или цилиндрического отверстия. Помимо образования кернов, бурение (проходка) может играть отрицательную роль, приводя к нежелательному разрушению ма териала вокруг горизонтального отверстия.
Возможность применения ЛМР и необходимость ее развития возникает при расчете экстремальных снеговых нагрузок на купольные покрытия соору жений. Здесь необходимость развития ЛМР вызвана тем, что в ряде районов (где в зимний период возможны положительные температуры наружного воз духа и снег с дождем) снеговой покров затвердевает и приобретает свойство сопротивляться растягивающим напряжениям и хрупко разрушаться. Образо вание трещин отрыва возможно при уменьшении сцепления между покрытием и затвердевшим снегом при оттаивании тонкого слоя на металлическом покры тии.
Применение ЛМР и необходимость ее развития вызвана также несовер шенством методов определения ледовых нагрузок на морские нефтегазопромы словые сооружения. В теоретических исследованиях игнорируется механизм разрушения льда, а в СНиП 2.06.04-82* допущено противоречие между гори зонтальной составляющей нагрузки для откосного профиля и нагрузкой на про тяженное сооружение с вертикальной гранью. Механизм разрушения льда при взаимодействии его с преградой позволяет, кроме определения максимальной ледовой нагрузки на сооружение, учесть циклический многопериодический ха рактер ледовой нагрузки, возникающей вследствие разгрузки при трещинооб разовании и разрушении ледовых образований. Разгрузка вызывает колебания платформы, а ускорения, возникающие при колебаниях, могут привести к сме щению гравитационной платформы с места установки (к потере устойчивости положения).
Цель и задачи диссертационной работы. Целью диссертационной рабо ты является расчетное обоснование процессов хрупкого трещинообразования и разрушения в элементах металлоконструкций и сжимаемых массивах и разви тие на этой основе критериев и методов расчета прочности, долговечности и конструктивной безопасности строительных металлоконструкций, а также не сущей способности оснований и устойчивости сооружений по третьему пре дельному и аварийному состояниям, сформулированным д.т.н., проф. Н.С, Стрелецким, связанных с трещинообразованием и учетом последствий дости жения предельных состояний Основной задачей диссертационной работы является развитие ЛМР для применения ее в расчетах прочности, долговечности и конструктивной безо пасности строительных конструкций и оснований по методу предельных со стояний, а также расчетное обоснование процессов трещинообразования в эле ментах (металло)конструкций с концентраторами напряжений и сжимаемых грунтовых, ледовых и снеговых массивах.
Научная новизна. В связи с тем, что классическая линейная механика разрушения не удовлетворяет потребности расчета строительных конструкций по методу предельных состояний, научная новизна работы заключается в раз витии ЛМР, с устранением ее существенных недостатков и неясных мест, до уровня применения в расчетах прочности, конструктивной безопасности и жи вучести строительных м/к и оснований по методу предельных состояний, включающему в структуру предельных состояний трещинообразование и раз рушение. Существенным элементом научной новизны является разработка кри териев и методов расчета перехода локальных зон элементов м/к с концентра торами напряжений и трещинами в хрупкие состояния и расчет соответствую щих предельных и критических нагрузок, составляющих основу критериев прочности и конструктивной безопасности металлоконструкций в хрупких со стояниях.
Практическая значимость работы состоит в том, что полученные резуль таты исследований, основанные на развитии ЛМР, служат научной базой разра ботки расчетных методов перехода элементов стальных конструкций в хрупкие состояния, основой разработки методов расчета прочности, конструктивной безопасности и живучести строительных конструкций. Кроме того, практиче ская ценность работы состоит в применении развиваемой ЛМР к расчетам экс тремальных снеговых и ледовых нагрузок на сооружения, а также в примене нии предлагаемых моделей деформирования оснований с трещинами или пла стическими деформациями к определению несущей способности оснований и критических нагрузок при расчете общей устойчивости сооружений.
Положения, выносимые на защиту:
1. Расчетное обоснование процессов хрупкого трещинообразования и раз рушения в элементах м/к и сжимаемых массивах, основанное как на примене нии силовых критериев хрупкого разрушения материала (металла) к локальной области вблизи контура трещины или концентратора напряжений, так и на комплексном рассмотрении параметров предельных состояний (структура ме талла (материала), концентрация напряжений, силовые воздействия, температу ра, масштабный фактор).
2. Развитие классической ЛМР путем введения макронапряжений, струк турного параметра и силового критерия хрупкого разрушения для локальных зон материала (металла) с концентраторами напряжений и трещинами, являю щихся основой разработки методов расчета перехода элементов м/к в хрупкие состояния и основой расчета предельных и критических нагрузок хрупкого трещинообразования и разрушения. Критерии хрупкого трещинообразования и разрушения составляют основу критериев прочности, конструктивной безопас ности и живучести металлоконструкций по третьему предельному и аварийно му состояниям.
3. Нетрадиционная постановка и решение задачи о начальной стадии упру го-пластических деформаций у концов трещин нормального отрыва при пло ской деформации и сложном нагружении, основанное на разрывных решениях теории упругости, в результате решения которой выяснено, что при достиже нии температуры нулевой пластичности у конца макротрещины происходит квазихрупкое разрушение с малой пластической зоной и распространение мак ротрещины происходит за счет устойчивого возникновения микротрещин впе реди ее фронта с последующим слиянием с макротрещиной.
4. Решение ряда практических задач для уникальных строительных м/к в рамках развиваемой ЛМР составляющих основу нормирования дефектов (не сплошностей) листового проката и нормирования дефектов сварных соедине ний, а также безопасности и живучести строительных м/к. Решение ряда нетра диционных задач трещинообразования при отборе образцов разрушающими методами при обследовании массивных строительных железобетонных конст рукций и бурении скальных оснований с целью определения характеристик трещиностойкости и деградации механических свойств слагающих пород мас сива основания или бетона в конструкции.
5. Решение смешанных задач перехода грунта основания в пластическое состояние (глинистые грунты) или возникновения трещин поперечного сдвига (скальные основания), когда при повышенных давлениях на фундамент каса тельные напряжения в основании превышают сопротивление грунта сдвигу. На основе нарушения условия внутреннего трения, записанного через макрона пряжения по краям фундамента (жесткого или мягкого штампа), определена величина предельной нагрузки (критерий прочности основания), когда еще со храняется линейная зависимость между нагрузкой и осадкой фундамента, со ставляющая основу расчета несущей способности оснований и расчета общей устойчивости сооружений.
6. Разработка и уточнение методик расчета трещиностойкости, прочности, долговечности и живучести кожухов футерованных конструкций, подвержен ных тепловому нагреву, стальных защитных оболочек атомных ЭС, резервуар ных металлоконструкций.
Внедрение результатов. Результаты исследований нашли применение при расчете предельных размеров трещин и долговечности стальных защитных оболочек атомных электростанций (программа Минэнерго СССР 0.55.09.01.02.
С1);
при расчете трещиностойкости кожухов доменных печей и разработке эф фективных рекомендаций по повышению надежности их эксплуатации, не тре бующих дополнительных затрат металла. С привлечением результатов прове денных исследований в составе авторских коллективов разработаны рекомен дации по расчету усталостной долговечности вертикальных цилиндрических резервуаров, методика расчета долговечности глубоководной платформы, ру ководство по расчету на прочность резервуаров с учетом исходной дефектности (ЦНИИПСК им. Мельникова, 1985), методика расчета допустимых нарушений сплошности толстолистового металлопроката в сварных металлоконструкциях, рекомендации по расчету на хрупкую прочность резервуаров, кожухов домен ных печей (ЦНИИПСК им. Мельникова, 1989), предложения по изменению главы СНиП II-23-81 раздела 10 «Расчет элементов стальных конструкций на прочность с учетом хрупкого разрушения», способ диагностики металлоконст рукций сосудов и аппаратов давления и определения их остаточного ресурса, а также «Правила технического диагностирования ремонта и реконструкции» в составе СТО 0030-2004 Стандарт организации. Резервуары вертикальные ци линдрические стальные для нефти и нефтепродуктов. Кроме того, разработан способ диагностики металлоконструкций сосудов и аппаратов давления и опре деления их остаточного ресурса, проведена расчетная оценка ресурса безопас ной эксплуатации подкрановых балок ККЦ Карагандинского металлургическо го комбината (ЦНИИПСК им. Мельникова, 1992), разработана методика и про грамма расчета НДС плоских элементов металлоконструкций с внутренними трещинами и угловыми концентраторами напряжений (ЦНИИПСК им. Мель никова, 1989).
Апробация работы. Основные положения диссертации докладывались на I Всесоюзной конференции по механике разрушения материалов (Львов, 1987), второй Всесоюзной конференции «Прочность материалов и конструкций при низких температурах» (Житомир, 1986), Всесоюзном симпозиуме «Метод дис кретных особенностей в задачах математической физики» (Харьков,1985), VI Всесоюзном съезде по теоретической и прикладной механике (Ташкент, 1986), научно-техническом семинаре (Ленинград, 1986), заседании семинара по меха нике твердого деформируемого тела под руководством чл. корр. АН СССР Э.И.
Григолюка (Москва, 1984), в МГУ на семинарах по механике твердого дефор мируемого тела под руководством акад. АН СССР Ю.Н. Работнова и чл. корр.
АН СССР А.А. Ильюшина, на семинаре ИМП АН СССР под руководством д.т.н. Р.В. Гольдштейна, на годичном собрании АН СССР под председательст вом чл. корр. АН СССР А.А. Ильюшина, IABSE SIMPOSIUM “Structures and Extreme Events” (Lisbon, 2005), Fifth international conference on behavior of steel structures in seismic areas (Yokohama, Japan, 2006), RAO/CIS OFFSHORE (Санкт-Петербург, 2007), восьмом Петербургском международном форуме ТЭК (Санкт-Петербург, 2008), международной научно-практической конференции (Москва, 2008), международном конгрессе “Наука и инновации в строительст ве” (Воронеж, 2008).
Публикации. Основные положения диссертации опубликованы в 42 рабо тах и использованы в двух изобретениях. Из них 24 работы и два изобретения опубликованы в соавторстве.
Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, восьми глав, выводов и библиографического списка из 215 наименований. Ра бота изложена на 291 странице основного текста, включая 29 рисунков и биб лиографический список на 19 страницах. Таблицы и приложения отсутствуют.
Основное содержание диссертации.
Во введении дано обоснование необходимости развития ЛМР для целей разработки и уточнения критериев и методов расчета прочности, конструктив ной безопасности и живучести строительных металлоконструкций. Показано, что необходимость развития линейной механики разрушения вызвана потреб ностями совершенствования теории предельных состояний, в частности, ГОСТ 27751-88*, где метод предельных состояний включает в себя разрушение любо го характера (группа предельных состояний 1а) или образование трещин (груп па предельных состояний 1f, 2с), а классическая линейная механика разруше ния не приспособлена к определению нагрузок трещинообразования для эле ментов конструкций и оснований в сложнонапряженном состоянии и требует для своего применения наличия исходных макротрещин и простых схем нагру жений. Сформулированы цель и задачи исследований, научная новизна, прак тическая ценность и апробация результатов научных исследований.
Первая глава посвящена применению уравнений теории упругости к во просам деформации и разрушения твердых тел и элементов конструкций. В твердом теле, в том числе в металлах и сварных соединениях, всегда имеется множество неопределенно расположенных дефектов (вакансий, дислокаций, микротрещин, границ зерен) поэтому нельзя найти реальную деформацию в достаточно малой окрестности любой точки тела. Напряжения, вызванные структурными несовершенствами, могут быть значительными, но они быстро убывают с удалением от этих несовершенств. Так как характер распределения структурных несовершенств неизвестен, то невозможно учитывать вызванные ими напряжения. В рамках идеально однородной модели упругих твердых тел существуют решения, приводящие к ограниченным, но разрывным напряжени ям в особых точках тела, а также к неограниченным напряжениям, как в случае тела с трещинами.
Предполагается (М.Я. Леонов, К.Н. Русинко), что суммарное влияние мик ронеоднородностей реального твердого тела, заключенных внутри любой сфе ры диаметром на механические свойства является одинаковым (принцип эк вивалентности). По этой причине вводятся усредненные деформации сферы диаметром и к ним применяются зависимости, установленные при обычных испытаниях материалов. Под основными макродеформациями 1, 3 понимают ся наибольшее и наименьшее относительные удлинения диаметров макросфе ры, а под основным макросдвигом – их разность = 1 3. Основные макро напряжения 1,2,3 вычисляются через основные макродеформации 1,3 и объем ное расширение по закону Гука. В случае однородного напряженного со стояния макронапряжения не зависят от структурного параметра и совпада ют с общепринятым понятием напряжений в точке.
Относительное удлинение n сферы диаметром в произвольном направ лении n определяется следующим образом:
[ ] n = { [u x ( А1 ) u x ( А2 )] cos cos + u y ( А1 ) u y ( А2 ) sin + + [u z ( А1 ) u z ( А2 )] cos sin } где u x,y,z – компоненты вектора перемещений в точках А1 и диаметрально про тивоположной точке А2, лежащих на сфере,, – локальные сферические ко ординаты с началом в центре макросферы. В случае плоской деформации z = 0, = 0 и формула для относительного удлинения n существенно упро щается.
Макропрочность (техническая прочность материалов) определяется ус ловиями (критериями) разрушения или возникновения пластичности при мак рооднородной деформации стандартных образцов. Считается, что разрушение материала в конструкции или основании начинается в результате образова ния трещин при исчерпании макропрочности в наиболее напряженных макро объемах тела. Дальнейшее распространение возникшей трещины определяет ся нарушением макропрочности в концевой зоне трещины.
Под хрупким состоянием материала в конструкции (фундаменте или ос новании) понимается материал, деформации которого подчиняются закону Гука до тех пор, пока максимальное растягивающее макронапряжение 1 не превос ходит сопротивления отрыву S 0, или критического напряжения SK, определяе мого нормами дефектоскопического контроля т.е.
1 S 0 ( 1 S K ) (1) и выполнено условие упругости в форме ограничения интенсивности i RT, (m Т ) (2) напряжений i пределом текучести RT (недостижение условия пластичности Мизеса), или в форме ограничения максимальных касательных напряжений m пределом текучести Т на сдвиг, Т = RT / 2 (недостижение условия пластично сти Сен-Венана). Трещины нормального отрыва возникают, если нарушается условие прочности (1) при отсутствии пластических деформаций, т.е. при со блюдении условия упругости (2). В хрупком теле возникают трещины попереч ного сдвига, если нарушается условие внутреннего трения max( n + n ) s (3) и выполняется условие прочности (1). Здесь п, п – компоненты нормального и касательного макронапряжения в произвольном направлении п, – коэффи циент внутреннего трения, s – коэффициент сцепления. Пластические дефор мации (поверхности скольжения) возникают, если нарушается условие упруго сти (2) прежде чем будет нарушено условие прочности (1) или (3).
Температура нулевой пластичности Т НП, определяет разрушение микрообъ емов материала при достижении предела текучести и находится как решение уравнения RТ ( Т ) = S 0 / K g (RТ (Т ) = S K / K g ) (4) непосредственно следующего из критерия возникновения трещины при воз никновении первичных пластических деформаций. Здесь RТ ( Т ) – предел теку чести при растяжении стандартных гладких образцов в температурном интер вале, К g – коэффициент жесткости напряженного состояния у вершины кон центратора напряжений, включая трещины.
Для металлов сопротивление хрупкому разрушению оценивается величи ной ТНП и напряжением микроскола RМС (Л.А. Копельман, Ю.Я. Мешков, Л.И.
Гладштейн) составляющим сопротивление отрыву по Г.В. Ужику. Для гладких образцов RМС при Т = ТНП равно пределу текучести.
Для сварных соединений строительных м/к, а также для несплошностей листового проката, нагружаемого в направлении толщины, в уравнении (4) и в условии прочности (1) вместо сопротивления отрыву S 0 стоит величина S K, определяемая как критическое напряжение при разрыве хрупкого тела с пре дельными размерами трещин соответствующими нормам дефектоскопического контроля для плоскостных дефектов, или для расслоений. Величина S K может быть существенно меньшей сопротивления отрыву и для круговых в плане трещин при одноосном растяжении находится по формуле М.Я. Леонова, полу ченной методами нелинейной механики разрушения dK d S K = S0 (2 K ), d d K (5) d d Здесь d – диаметр круговой трещины, d K – предельный диаметр круговой трещины не снижающей прочности хрупкого тела на разрыв, существование которой впервые теоретически показано Леоновым М.Я. в 1961 г., d K = Е /( 2( 1 2 )S 02 ) (6) В литературе величина d K, где – поверхностная энергия, интерпретируется как размер микротрещин, порядка размера зерна, не успевших получить рас пространения в процессе разрушения сталей вблизи температуры хрупко вязкого перехода (А.Х. Коттрелл, М. Хольцман, Дж. Т. Хан, Дж. Нотт, Ю.Я.
Мешков, А.Я. Красовский, В.М. Горицкий, Л.И. Гладштейн и др.). Для макро трещин ( d d K ) формула (5) переходит в формулу Зака S K = К IC / 2d, не зависимо полученную методами ЛМР, K IC = 2 E (1 2 ). Для некруговых в плане макротрещин критическое напряжение S К в диссертации получено в ви де формулы S K = K IC g (q) /(qS t )1 / 4, q = a / c, S t = ac (7) где g( q ) – эллиптический интеграл второго рода, a,c – полуоси эллипса, кото рым аппроксимируется форма трещины. В предельных случаях q = 1 и q = 0 из (7) следует формула Зака и формула S K = K IC / а для критического напряже ния при плоской деформации. Кроме того, показано, что минимальное значение критического напряжения (7) при фиксированной площади дефекта (трещины) равно S K = 1,44 K IC /(S t )1 / 4 и соответствует золотому соотношению полуосей q = 0,618. Эта формула принимается, если средствами дефектоскопического контроля определяется площадь дефекта (радиографический контроль), а не его размеры. Приведенные формулы для критического напряжения S К, справедли вы для внутренних трещин при одноосном растяжении. В случае двух или трехосного напряженного состояния, имеющего место в листовых и оболочеч ных м/к, приведенные значения S К могут быть завышенными. Соответствую щие поправки к критерию прочности вычисляются на основе результатов гл.4.
Классическое определение коэффициента жесткости напряженного со стояния К g = max / i для трещин и сингулярных (неограниченных) концентра торов напряжений, приведенное в монографии Л.А. Копельмана и используе мое в литературе, существенно завышает температуру нулевой пластичности, так как использует отношение max / i в одной точке (макрообъеме материала) у вершины концентратора, в то время как max и i достигают своих максиму мов в различных макрообъемах и, при этом, не учитываются многоосность внешнего напряженного состояния. Например, если использовать асимптотиче ские выражения для главных напряжений у конца трещины нормального отры ва при плоской деформации 1,2 = K I (2r ) 2 cos 2 (1 ± sin 2 ), 3 = 2K I (2r ) 2 cos 1 то для коэффициента K g вместо величины 2,5 получается существенно мень шее значение K g = 1,43. При этом максимальное значение наибольшего главно го напряжения 1 достигается при = 60 о, а интенсивности напряжений i при = 86,9 о. В диссертации коэффициент К g по Сен-Венану или Мизесу опреде лен через макронапряжения как отношение max у вершины трещины (или кон центратора напряжений) к удвоенной величине максимального касательного макронапряжения или максимальной интенсивности напряжений, т.е.
К g = max (2 max ) или К g = max i.
К характеристикам трещиностойкости при статическом нагружении для хрупких строительных материалов (скальные основания, горные породы, бето ны и др.), наделенным свойствами прочности (слежалый снег, лед) и металлам, относятся: сопротивление отрыву S 0, структурный параметр, и предельный размер d K трещины, не снижающий прочности хрупкого тела на разрыв, а так же критические величины коэффициентов интенсивности напряжений. Методы и результаты определения сопротивления отрыву для металлов, в том числе уско ренного его определения, представлены в работах Л.А. Копельмана, Л.И. Глад штейна, Ю.Я. Мешкова, В.М. Горицкого, Е.М. Баско и др. Для хрупких материа лов сопротивление отрыву определяется путем сжатия круглого диска (бразиль ская проба).
Величина структурного параметра определяется таким образом, чтобы разрушение испытуемого тела с трещиной происходило при тех же макрона пряжениях, что и при макрооднородной деформации. Использование этого принципа приводит к формулам 2( K IC / S0 ) 2 /, ( = 4 Е /( (1 2 ) S 02 ) ) Используя формулу (6) для предельного диаметра d K дискообразной тре щины получаем, что 0,81d K независимо от коэффициента Пуассона, т.е. они различаются несколько неожиданным образом: масштаб осреднения составляет 81% от размера дефекта структуры – круговой трещины не снижающей проч ности тела на разрыв, или, по терминологии А.Я. Красовского – длины свобод ного пробега хрупкой микротрещины включающей ее пробег как по телу, так и по границам зерен. Полученное соотношение между и d K служит основой прямого экспериментального метода определения структурного параметра средствами электронной микроскопии по следам разрушения.
Во второй главе рассматриваются основные положения расчета на проч ность листовых и оболочечных м/к, находящихся в моментном и безмоментном напряженном состоянии, а также вопросы расчета на прочность оснований строительных конструкций. Обсуждаются математические модели прочности, трещинообразования и разрушения элементов конструкций и оснований, и уточняются третье предельное и аварийное состояния, связанные с образовани ем макротрещин и глобальным разрушением.
Используя термины и понятия механики разрушения, третье предельное и аварийное состояния строительных конструкций формулируются следующим образом:
третье предельное состояние определяется возникновением в конструк ции устойчивых хрупких или усталостных трещин и коррозионных поврежде ний при повторно-статическом приложении нагрузок или циклическом их ха рактере, не приводящих как к глобальному разрушению элементов конструк ции, так и к потере устойчивости конструкции при наличии в ней трещин и коррозионных повреждений.
аварийное состояние, помимо потери устойчивости конструкции без трещин вследствие коррозионных повреждений, характеризуется возникнове нием неустойчивых трещин, приводящих к разрушению отдельных элементов или глобальному разрушению конструкции, либо к возникновению устойчивых трещин, приводящих к глобальной потере устойчивости конструкции, в том числе, при наличии коррозионных повреждений.
Аварийное состояние, определяемое критическими нагрузками, при дос тижении которых конструкция теряет устойчивость, а также когда возникают неустойчивые трещины или устойчивые трещины, приводящие к потере устой чивости формы или положения конструкции, должно быть проанализировано на предмет конструктивного обеспечения живучести или локализации разру шения без глобального разрушения конструкции, а также требованиями повы шения качества материала и возведения сооружения.
В рамках такого подхода к уточнению предельных состояний можно есте ственным образом ввести понятия и методы расчета долговечности, конструк тивной безопасности и живучести как элементов м/к, так и сооружения в целом.
Понимая под первичным отказом элемента стержневой, листовой или оболо чечной м/к образование хрупкой или усталостной трещины, определим долго вечность элемента как время до образования первичного отказа или до потери устойчивости элементом вследствие коррозионных повреждений, а время жи вучести элемента – как время от образования первичного отказа до достижения образовавшейся трещиной критических размеров (время до наступления ава рийного состояния). Если в элементе стержневой конструкции в результате первичного отказа сразу возникает аварийное состояние, то время живучести этого элемента близко к нулю, а в элементе листовой или оболочечной м/к воз никает неустойчивая трещина (растущая при падающей нагрузке), приводящая к лавинообразному разрушению этого элемента или всей конструкции, если только движущаяся трещина не разгружает конструкцию настолько, что дина мическая трещина может остановиться. В качестве примера здесь можно при вести лавинообразное разрушение магистральных газопроводов на многие ки лометры ввиду того, что скорость возникающей и динамически распростра няющейся трещины опережает декомпрессию газа в трубопроводе (Г.И. Мака ров), т.е. трещина развивается * под действием постоянного давления, соответ ствующего моменту ее появления.
В качестве другого примера можно указать на разрушение вертикальных цилиндрических стальных резервуаров объемом 20000 м3 при проведении гид равлических испытаний, когда наличие хрупкого трещинообразования на вер * В качестве конструктивного способа борьбы с таким лавинообразным разрушением служит остановка трещи ны вставками, либо закольцовывание направления распространения динамической трещины в трубопроводах путем усиления спиралевидными элементами (И.Д. Грудев, В.А. Мазур).
тикальной линии разрыва стенки с начальной хрупкой трещиной длиной 8 мм привело к лавинообразному разрушению стенки резервуара *. В данном примере время живучести составляет не более трех суток, как время от образования хрупкой трещины до достижения ею критического размера, вызвавшего неус тойчивое вязкое распространение трещины под действием давления на момент начала лавинообразного разрушения.
Эти и другие примеры показывают, что фактор времени, предложенный Н.С. Стрелецким в качестве основного параметра в расчетах по предельным со стояниям, возникает не только в связи с развитием усталостных и коррозион ных повреждений, а также в связи с деградацией механических свойств и ха рактеристик трещиностойкости материала вследствие сварки, механической обработки, теплового, водородного и др. видов охрупчивания. Наличие устало стных и коррозионных повреждений и деградации свойств металла сварных со единений находит подтверждение при эксплуатации таких ответственных м/к с трещинами как подкрановые балки, металлоконструкции доменного комплекса (кожухи доменных печей и воздухонагревателей), резервуарные м/к, стальные опорные блоки и верхние строения морских нефтегазопромысловых сооруже ний и др.
В случае стержневой конструкции отказ (выключение из работы) одного элемента в узловом соединении, порожденный достижением аварийного со стояния, может вызвать цепную реакцию отказов других элементов приводя, также, к полной или частичной потере несущей способности сооружения с не возможностью его дальнейшей эксплуатации. В другом крайнем случае про цесс возникновения отказов может остановиться на отказе одного или несколь ких элементов, приведя конструкцию к частичной потере несущей способности с ограничением возможности дальнейшей эксплуатации. В этом случае стерж невая конструкция считается живучей, защищенной от лавинообразного про цесса отказов элементов (разрушения) своей структурой, основанной, как пра вило, на избыточности (резервировании) элементов.
Формулировка понятия конструктивной безопасности зданий и сооруже ний как характеристики «неразрушимости» в течение расчетного эксплутаци онного периода с учетом эксплутационного износа и повреждений, данная акад.
Н.И. Карпенко и В.И. Колчуновым, применима, если под неразрушимостью по нимать сохранение несущей способности конструкции, а под расчетным экс плутационным периодом – долговечность конструкции. Здесь следует отме тить, что понятие конструктивной безопасности не включает в себя запредель ные нагрузки и воздействия, включенные в п.1.10 ГОСТ 27751-88* как, напри мер, ситуации, возникающие в связи с взрывом, пожаром, столкновением, ава рией оборудования, террористическими мероприятиями. Конструктивная безо пасность базируется на проектных нагрузках и воздействиях, для определения долговечности и живучести м/к изучается развернутый во времени процесс возникновения отказов в элементах, устанавливается какие элементы следует исключить при расчетах, в каком количестве и в какой последовательности.
* Пример приведен д.т.н. Л.И. Гладштейном. Хрупкая трещина появилась вследствие замедленного трещинооб разования, запущенного внедрением водорода в наиболее напряженные объемы шва и околошовной зоны В нормах проектирования строительных металлоконструкций СНиП II-23 81*, СП 53-102-2004 для проверки прочности листовых м/к и оболочек враще ния находящихся в плосконапряженном безмоментном состоянии при одно кратном или повторном нагружениях используется двумерное условие упруго сти (8) 12 1 2 + 22 RТ в котором предел текучести RТ заменен на величину c R y / n где с – коэффи циент условий работы, п – коэффициент надежности по ответственности со оружения, R у – расчетное сопротивление по пределу текучести. Кроме ограни чения (8) дополнительно налагается ограничение на главные напряжения max( 1, 2 ) RТ (9) в то время как при выполнении условия упругости (8) главные напряжения не могут превышать несколько большей величины равной 2 RТ / 3 1,155 RT.
На первый взгляд критерий упругости (8) и критерий прочности (9) не об наруживают связи с методом предельных состояний, связанных с разрушением или трещинообразованием. Но эта связь обнаруживается, если учесть, что в процессе монтажа и эксплуатации м/к может иметь место циклическое нагру жение и (или) деградация свойств основного металла и сварных соединений.
Деградация приводит к снижению характеристик трещиностойкости металла и сварных соединений, в частности, к снижению критического напряжения S K (t ), зависящего от времени t, величина которого для сварных соединений определя ется структурой металла и нормами дефектности, заложенными в конструкции.
На момент времени t g, когда величина критического напряжения S K в сварном соединении или элементе конструкции достигает предела текучести, т.е.
S K (t g ) = R y, для хрупких концентраторов напряжений возможно образование трещины отрыва. Характер образовавшейся трещины и ее устойчивость (неус тойчивость) определяются свойствами конструкции, способом ее нагружения и видом напряженного состояния. Момент образования усталостной или статиче ской трещины при циклических или повторно-статических нагружениях в зонах концентраторов напряжений, наряду с потерей устойчивости формы вследствие коррозии, представляет собой долговечность конструкции, а предельное на пряжение в правой части критерия (9) и величина максимального растягиваю щего макронапряжения в левой части определяют (регулируют) величину дол говечности элементов конструкции с мембранными (безмоментными) номи нальными напряжениями по критерию образования трещины или коррозион ных повреждений. При этом в соответствии с критерием прочности (9) и нор мами дефектности должно быть S K (0) R y. Если в правой части критерия проч ности (9) вместо предела текучести RT стоит критическое напряжение Sy, от личное от Ry, то из условия упругости (8) следует ограничение S y 2 RT 3, и, кроме того, величина Sy должна быть не более критического напряжения SK, оп ределяемого нормами дефектности металла и сварных соединений, т.е.
S y min (S K,2 RT 3 ). Для внутренних плоских дефектов круговой и эллиптиче ской формы хрупкое критическое напряжение SK при одноосном растяжении определяется формулами (5), (7), причем формула (5) применима в случае, как микро, так и макротрещины, а формула (7) только в случае макротрещины. В частном случае плоского дефекта круговой формы при заданном Sy из формулы (5) следует квадратное уравнение A2 y 2 2 y + 1 = 0, A = S y S0, y = d d K для определения предельных диаметров d=ydK, и площадей Q, которые могут допускаться в элементе м/к в хрупком состоянии при применении критерия прочности max S y. При выполнении условия S y S 0 ( A 1) это уравнение опре деляет два диаметра d ± = y ± d K, где y ± = (1 ± 1 A ) A 2, один из которых d + d K, другой d d K не представляет интереса. При A = 1 существует единственная трещина с диаметром d = d K, при A 1 решение отсутствует. Для стали Ст3сп (Ry = 255 МПа, S0=790 МПа) при Sy = Ry: A = 0,323, d+ = 18,72 dK, Q+ = 350,4 QK, а при Sy = 1,155Ry: A = 0,373, d+ = 13,87 dK, Q+ = 192,4 QK, QK = d +2 4, т.е. воз растание правой части критерия прочности на 15,5% приводит к уменьшению на 26% диаметров круговых дефектов и почти в два раза (на 45%) площадей этих дефектов.
Из анализа критерия прочности (9) и рассмотренного примера следует вы вод о том, что плоские дефекты сварных соединений, соответствующие крите рию прочности (9), представляют собой макротрещины, для которых критиче ские напряжения (нормы дефектности) можно определять методами развивае мой ЛМР. Кроме того, расчет на прочность по третьему предельному состоя нию (расчет на сопротивление хрупкому разрушению) элементов строительных м/к правомерно проводить по формуле СНиП II-23-81* max S y n (10) в которой критическое напряжение S y выбирается в соответствии с применяе мой маркой (классом прочности) стали и действующими нормами дефектоско пического контроля, а коэффициент условий работы зависит как от концен трации макронапряжений, так и от коэффициента Kg жесткости напряженного состояния у вершины концентратора. При этом критическое напряжение S y не должно превышать максимальной величины 2 R y 3 = 1,155R y, а критерий хруп кой прочности (10) применяется, если минимальная температура эксплуатации Т Э элемента конструкции будет не более температуры нулевой пластичности Т НП (с запасом Т НП ), определяемой уравнением (4), т.е. если TЭ Т НП + Т НП.
Если возникшая при нарушении условия (1) трещина устойчива и не при водит к потере устойчивости элемента конструкции и конструкции в целом (третье предельное состояние), то условие упругости (8) сохраняется, а крите рием прочности, по-прежнему, будет условие (1) в концевой зоне образовав шейся устойчивой трещины. В этом случае долговечность конструкции опреде ляется критерием образования трещин, а живучесть листовой или оболочечной конструкции определяется критическими нагрузками, соответствующими пере ходу трещины в неустойчивое состояние достижением критических нагрузок третьего предельного состояния. Указанные критические нагрузки вызывают лавинообразное разрушение и могут существенно превышать нагрузки трещи нообразования.
В случае аварийного предельного состояния специфичность подхода, вы ходящего по Н.С. Стрелецкому за рамки обычного расчета, состоит в том, что переход в хрупкое состояние элемента с концентратором напряжений не допус кается, а вместо критерия хрупкой прочности (10) элемент должен рассчиты ваться по критерию вязкого разрушения. В этом случае должно выполняться условие Т Э Т НП + Т НП, и в качестве запаса по температуре можно принять ве личину Т НП = Т К 1 Т НП, где Т К 1 – первая критическая температура хрупкости, когда 50% поверхности разрушения содержит вязкую составляющую. Критерий вязкого разрушения формально совпадает с критерием (10) где = С, а крити ческое напряжение S y определяется деформационным критерием разрушения, примененным к произвольному концентратору напряжений, и величиной С критического раскрытия трещины в вязких состояниях. В частности, в случае сквозной трещины S y = (2 R y )Arc cos(exp( c0 c )), с0 = E C (8(1 2 )R y ) где c – полудлина трещины, c 0. При образовании усталостной поверхност ной трещины в листовой м/к с мембранными напряжениями величина S y нахо дится по формуле ( ) 1 exp f 2 2 2c 0 q S y = R y 1 + Arc sin, f= ( ) 1 + exp f t в которой q = a c, = a t, a – максимальная глубина образовавшейся трещины, с – максимальная полудлина, t – толшина элемента.
В общем случае пространственного напряженного состояния при исполь зовании условия упругости по Мизесу, экстремальные значения главных на пряжений 1,2 равны 1 = 3 ± ( 2 / 3 )RT, 2 = 3 ± ( 1 / 3 )RT и характеризуют ся наложением произвольного главного напряжения 3 на экстремальные на пряжения при плосконапряженном состоянии. Эти формулы показывают, что в случае пространственного напряженного состояния (и плоской деформации) максимальное главное растягивающее напряжение 1, в отличие от плосконап ряженного состояния, может достигать величины критического напряжения S K или сопротивления отрыву при выполнении условия упругости i RT. Следо вательно, для снижения риска эксплуатации конструкций и определения ее конструктивной безопасности при проектировании необходима формулировка критериев прочности на основе критериев (1) – (2), где предельными состоя ниями являются уточненные выше третье предельное и аварийное состояния. В частности, по стальным конструкциям требуется формулировка критериев прочности для листовых и оболочечных конструкций находящихся в момент ном напряженном состоянии и содержащих различные концентраторы напря жений. При отсутствии концентраторов и зон контакта для расчета на проч ность листовых и оболочечных металлоконструкций находящихся в моментном плосконапряженном состоянии, в частности, в зонах сопряжения оболочек, должны использоваться напряжения на трех поверхностях – средней и двух граничных. Для расчета на граничных поверхностях достаточно условия упру гости (8) и критерия прочности (9), вследствие того, что третье главное напря жение 3 = 0, а напряжения от действия поверхностных нагрузок малы по сравнению с другими главными напряжениями. В зонах краевых эффектов, кроме изгибающих моментов, возникают перерезывающие усилия, приводящие к касательным напряжениям в ортогональных сечениях, т.е. к наличию в сре динной поверхности третьего главного напряжения, ориентированного под уг лом к ней. Это означает, что на срединной поверхности критерий прочности (9) утрачивает силу, и для расчета прочности необходимо пользоваться критерием недопущения трещинообразования max c S K / n с дополнительным ограниче нием на интенсивность напряжений i c R y / n (условие упругости Мизеса), либо ограничением max c R y / n (условие упругости Сен-Венана). При нали чии регулярных либо сингулярных концентраторов напряжений, требуется, кроме условий упругости, критерий недопущения трещинообразования в кон цевой зоне концентратора или трещины, сформулированный в макронапряже ниях. В случае расчета напряженно-деформированного состояния методом ко нечных элементов или методом граничных интегральных уравнений (с помо щью современных программных комплексов) критерий прочности и условия упругости необходимо проверять для всех наиболее напряженных конечных элементов, определяя их характерный размер посредством структурного пара метра. В случае пространственного напряженного состояния для формули ровки критерия прочности и условий упругости требуются главные напряжения 1,2,3, которые являются корнями кубического уравнения 3 I 12 I 2 I 3 = 0 (11) где коэффициенты I 1,2,3 не зависят от выбора координатной системы и пред ставляют собой линейный, квадратичный и кубический инварианты тензора напряжений.
Для конструкций, подверженных однократному или повторно статическо му нагружению, условия упругости могут нарушаться, т.е. для определения прочности элемента конструкции можно рассматривать деформации за преде лом упругости и вместо закона Гука (линейной упругости) пользоваться соот ношениями неупругого деформирования. Для металла в начальной стадии не упругого деформирования возможно пользоваться деформационной теорией пластичности или теорией идеальной пластичности. В этом случае для опреде ления напряженно-деформированного состояния может применяться метод по следовательных приближений (метод упругих решений А.А. Ильюшина), или метод разрывных решений теории упругости предложенный и развитый в рабо тах М.Я. Леонова, Д.С. Даглейла, Г.П. Черепанова, Е.И. Шемякина, А.Ф. Реву женко и др. В частности, для грунтовых оснований сложенных скальными грунтами и для оснований сложенных нескальными грунтами в стабилизиро ванном состоянии допущение трещин поперечного сдвига или пластических деформаций локализованных в полосах скольжений, приводит к критерию прочности основания, основанному на образовании в нем трещин отрыва, что существенно повышает расчетную критическую нагрузку на основание по сравнению с предельной нагрузкой, вычисленной по критерию образования в нем трещин сдвига или пластических деформаций.
Третья глава посвящена вопросу определения начальных пластических деформаций у конца макротрещины нормального отрыва в условиях плоской деформации. При достижении касательным макронапряжением предела текуче сти и выполнении условия max S 0 в зоне концентратора напряжений возни кают пластические деформации, приводящие к изменению жесткости напря женного состояния и механизма разрушения микрообъемов металла.
Вопросу определения пластических деформаций у конца трещины нор мального отрыва в условиях плоской деформации посвящен ряд исследований.
В части из них предполагалось, что пластические деформации охватывают не которую симметричную область у конца трещины (В.З. Партон, Г.П. Черепа нов, М.В. Греков и др.), в другой их части, начиная с работ Г.П. Черепанова, предполагалось, что пластические деформации сосредотачиваются вдоль узких полос скольжений (пластичности) наклоненных под углом 90 или 72 к линии трещины. С ростом нагрузки от предельной, когда возникают первые скольже ния, у конца трещины формируются вытянутые области пластичности образо ванные следующими друг за другом скольжениями прослоек материала в на правлении действия максимальных касательных напряжений. В случае плоской деформации пластические деформации концентрируются вдоль узких полос пластичности, ортогональных линии трещины в ее конце и образуются путем скольжений прослоек материала в направлении действия максимальных каса тельных напряжений, предшествующих образованию сдвигов, т.е. под углом 67,5. Пренебрежение толщиной пластически деформированного материала, как и в случае пластины со сквозной трещиной (модель Леонова-Дагдейла), и заме на его действия соответствующими усилиями приводит к задаче теории упру гости с разрывными компонентами нормальных и касательных перемещений вдоль полос скольжения. Разрыв [ u x ], [ u y ] нормальных и касательных пере мещений u x, u y и длина пластических отрезков определяются из условий воз никновения пластических деформаций. Разрывные деформации понимаются не в физическом смысле (не разрыв атомных связей), а в геометрическом. На рас стояниях от конца трещины, больших по сравнению с малой пластической зоной, но все еще малых по сравнению с характерными размерами тела и трещин, напряжения определяются сингулярным решением ik теории уп e ругости, описывающим поле напряжений в окрестности любой точки глад кого контура трещины с точностью до множителя K I (коэффициента интен сивности напряжений).
Для определения разрывов перемещений имеются два условия: относи тельное удлинение на линиях разрыва перемещений экстремально в направле ниях 67,5;
в процессе пластической деформации по поверхностям скольжений действуют касательные напряжения, равные пределу текучести на сдвиг Т (ус ловие пластичности Сен-Венана). Эти условия приводят к равенству разрывов перемещений [ u x ] = [ u y ] на отрезках пластичности и соотношению ( у х ) / 2 ху = 2 Т, записанному на отрицательной стороне линий пла стичности. Введение плотности разрывов перемещений v y ( y ) = g ( y ), где g ( y ) = [ u x ] + i [ u y ] приводит к сингулярному интегральному уравнению типа свертки 2Dv y ( y ) + 2 D (( t y )1 + U ( t, y ))v y ( t )dt = 2 T, 0 y 1 (12) и условию 2 D ( v y ( t ) / t )dt + K I / 2 a = 0, D = G /( 4 ( 1 )) (13) накладываемому на плотность разрывов перемещений. Здесь y ty 4y 5y 1 U( t,y ) = + + +, t + y ( t + y ) 2 ( t + y )3 ( t + y ) 2 2 t ( t + y ) 2 t + y а плотность v y ( y ) выражается через разрыв компоненты у ( 0, у ) формулой 8Dv y ( y ) = [ y ], 0 y 1. Использование преобразования Меллина приво дит интегральное уравнение (12) к функциональному уравнению Винера-Хопфа + ( р ) + 2 Т /( p + 1) = G ( p)tg ( p ) ( p) / 4 (14) где коэффициент G( p ) равен sin 2 p 2 cos p [cos p + p( 2 p + 1 )] + 2( p + 1 )( 1 sin p ) G( p ) = 2 sin 2 p а изображение ( р ) определяется преобразованием Меллина разрыва напря жений [ y ] на линии скольжений.
Решение уравнения Винера-Хопфа (14) с учетом факторизации коэффици G( p ) = G + ( p ) / G ( p ) ента и известной факторизации функции p ctg ( p ) = К + ( р) К ( р ) строится в виде 4 2 Т K + ( 1 )G ( p )K ( p ) ( p)=, p D ( p + 1 )G ( 1 ) + Из условия ( 1 / 2 ) = 2 K I / a следует уравнение K I / Т a = 4 2G ( 1 / 2 ) /( G + ( 1 )) (15) для определения полудлины а полосы скольжения, т.е. а = q( K I / T ).
Численные расчеты с помощью полученных несобственных интегралов, через которые выражаются величины G + ( 1 ), G ( 1 / 2 ), показывают, что q 0,164. Это означает, что полудлина а линии разрыва перемещений пример но в 3,5 раза больше, чем длина пластических отрезков касательного к ним скольжения, приведенная в монографии Г.П. Черепанова, в 2,5 раза больше, чем полудлина пластической области в направлении оси у, приведенная в мо нографии В.З. Партона и Е.М. Морозова, и в 3 раза больше, чем в более позд ней статье Г.П. Черепанова.
Из формул для структурного параметра и полудлины пластических от резков у конца трещины нормального отрыва, следует формула а / = 0,418K g2 (K I / K IC ), выражающая отношение а / через коэффициент жесткости напряженного состояния и коэффициенты интенсивности напряже ний при Т = Т НП. При одноосном растяжении K g 1,12 и из последней формулы при К I = K IC и Т = Т НП следует, что суммарная длина пластических отрезков одного порядка с величиной структурного параметра, 2а. Это, в свою оче редь, означает, что при достижении ТНП и критической длине трещины реали зуется квазихрупкое разрушение, отмеченное в монографии П.Д. Одесского, И.И. Ведякова, В.М. Горпинченко. Возникающие пластические деформации у конца трещины приводят к смене механизма разрушения;
распространение происходит за счет устойчивого возникновения микротрещин впереди фронта макротрещины с последующим слиянием с макротрещиной. Этот механизм распространения макротрещины описан в монографиях В.М. Горицкого по ре зультатам электронографических исследований следов разрушения.
В главе 4 определяются условия, при достижении которых микрообъемы металла у вершин трещин переходят в хрупкое состояние и возникающая или имеющаяся трещина развивается по хрупкому механизму. В частности, пред ставляет интерес температура нулевой пластичности ТНП и условия разрушения xz z z Рис.1. Схема нагружения тела с луночным отверстием или трещиной этих микрообъемов при многоосном напряженном состоянии. В п.4.1 рассмат ривается элемент конструкции, моделируемый неограниченным плоскодефор мируемым телом, содержащим плоскую трещину берега которой не взаимодей ствуют между собой. Трещина находится в поле двухосного нагружения (рас тяжения) со сдвигом (рис.1 при = ) и может иметь длину порядка структур ного параметра (микротрещина), либо намного превосходить его (макротре щина). Для трещины отрыва функции Г.В. Колосова, определяющие напряжен но-деформированное состояние в задаче, имеют вид:
( z ) = ( x0 + z0 )z / 4 + QS ( z 2 c 2 z ) / 2, QS = z0 i xz ( z ) = (( z0 x0 ) / 2 + i xz )z + i xz ( z 2 c 2 z ) c 2 QS /( 2 z 2 c 2 ) 0 где первые слагаемые дают ограниченные члены упругой асимптотики у кон цов трещины, z – комплексная координата. Вводя полярные координаты с на чалом в вершине трещины ( z = с + r exp( i )) и полагая r с получаем асим птотические выражения для перемещений в малой окрестности конца трещины, приведенные в работе М.Я. Леонова и В.К. Вострова, и отличающиеся от из вестных наличием ограниченных слагаемых.
Численные расчёты по указанным формулам с учетом объемной деформа ции при = 0,3 показывают, что нормальное макронапряжение при одноосном растяжении будет наибольшим в сфере касающейся конца трещины;
центр сфе ры составляет угол 80 о с продолжением трещины и для него справедлива формула (16) max = A z0 2с /, A 0, Касательные макронапряжения будут наибольшими в сфере прилегающей к трещине, центр которой составляет угол 90 o с продолжением трещины (17) max = A zo 2с, A = 0, При этом как касательные так и нормальные макронапряжения почти постоян ны при изменении углов, примерно на ± 15o.
В соответствии с данным выше определением коэффициента жесткости напряженного состояния и формулами (16)-(17) для макротрещин нормального отрыва при одноосном растяжении K g 1,12. Следовательно, хрупкое разруше ние возможно, если max = S 0, т.е. вблизи температуры нулевой пластичности, определяемый уравнением (4). Это дает для разрушающего напряжения вели чину z0 = t0, где (18) t0 1,06 S 0 2с При двухосном нагружении ( рис.1, хz = 0, х0 0, = ) наибольшее значение коэффициента Kg при двухосном растяжении не превышает величины 1,5 и по лучается, когда растягивающее в направлении трещины напряжение ( х0 ) при мерно в 3,5 раза превышает напряжение ортогональное трещине.
Приведенные данные показывают, что эффект охрупчивания металла у вершины трещины в случае плоской деформации при двухосном нагружении относительно невелик. Хрупкое разрушение возможно, при низких температу рах, когда коэффициент вязкости не превосходит величины К В 1,5 ;
для мало углеродистой СтЗкп и низколегированной 16Г2АФ сталей максимальная тем пература хрупкого разрушения, составляет примерно 145 К и 90 К (-128С и 183С) соответственно, что существенно ниже минимальных температур ТЭ эксплуатации строительных м/к. Это означает, что в листовых и оболочечных м/к при наличии двухосных мембранных напряжений сквозные трещины не вы зывают хрупкого разрушения, если ТНП, определяемая уравнением (4), не дос тигает температуры ТЭ. Расчет элементов м/к и нормирование дефектов металла и сварных соединений можно проводить по критериям квазихрупкого и вязкого разрушения, как это принято в работах автора, а также в работах В.В. Евдоки мова и Е.М. Баско по определению допустимых размеров внутренних дефектов в сварных соединениях стенки эксплуатируемых вертикальных цилиндриче ских резервуаров.
Величины нагрузок трещинообразования при одноосном растяжении со сдвигом неограниченного тела с трещиной по традиционным представлениям ( = 0,25 ) приведены на рис.2 сплошными линиями. Здесь кривая 1 соответст вует критерию максимальных растягивающих напряжений, кривая 2 – крите рию минимума плотности энергии деформации, = х0 / z0. Из рис.2 видно, что нагрузки трещинообразования при одноосном растяжении со сдвигом, опреде ленные по применяемому критерию нарушения хрупкой прочности при x0 = 0, лежат примерно посередине между нагрузками определенными по указанным выше критериям.
Недостатком, как известных (классических) способов расчета трещино стойкости, так и предлагаемых, является то, что нагрузки трещинообразования не зависят от напряжений в направлении трещины ( х ), т.е. допускают неогра ниченную прочность тел с трещинами. Использование понятия макронапряже ний и условий хрупкой прочности устраняет указанные недостатки и позволяет / z t xz t Рис.2. Нагрузки трещинообразования при двухосном растяжении со сдвигом.
оценить влияние составляющей напряжений х0 на величину разрушающей на грузки. В частности, из расчетов следует, что двухосность растяжения при от сутствии сдвигов не оказывает влияния на нагрузку трещинообразования ( z0 ) если растягивающее напряжение х0 не превосходит напряжения ортогонально го трещине.
В случае малых трещин использование асимптотических формул неправо мерно, так как величина структурного параметра сравнима с длиной трещи ны. Пользуясь критерием хрупкой прочности и формулами Г.В. Колосова по лучаем нагрузку распространения трещин ( z0 ) для случая малых длин трещин.
Численный расчет зависимости этой нагрузки от показателя двухосности и безразмерной длины 2с / при двухосном растяжении в направлении коорди натных осей показывает, что трещину можно считать макроскопической, если ее длина примерно на порядок превосходит величину структурного параметра. При этом влияние растягивающего напряжения х на нагрузку трещинооб разования ( z0 ) более существенно для малых трещин, чем для макроскопиче ских и при стремлении длины трещины к нулю ( с 0 ), в отличие от критериев ЛМР, нагрузка трещинообразования определяется прочностью бездефектного тела.
В п.4.2 для определения температуры нулевой пластичности Т НП элемен тов м/к с трещинами и соответствующих предельных (критических) нагрузок для случая пространственного напряженного состояния рассматривается неог раниченное тело, содержащее плоскую трещину эллиптической формы, с полу осями a, с (с a ), расположенную в плоскости x, y. Начало пространственной декартовой системы координат x, y, z находится в центре трещины, а ось x ориентирована вдоль большой полуоси эллипса;
ось z -ортогональна плоскости трещины. Тело подвержено растяжению на бесконечности напряжением zo, ориентированным ортогонально плоскости трещины, и кроме того, в направле нии координатных осей х, у действуют напряжения хо, у параллельные плос о кости трещины.
Рис.3. Зависимость коэффициента жесткости и разрушающих напряжений при охрупчивании от параметра двухосности для дисковидной трещины Напряжения, перемещения и объемная деформация в рассматриваемой задаче с эллиптической трещиной хорошо известны (например М.Я. Леонов и К.Н. Русинко), но в виду их громоздкости здесь не приводятся. Численные расчеты показывают, что для одноосного растяжения неограниченного тела с круговой в плане трещиной коэффициент К g равен единице, а максимальные нормальные и касательные макронапряжения меньше, чем при плоской дефор мации и определяются, также, формулами (16), (17), где, теперь, A = 0,3, A = 0,6. Двухосное осесимметричное в плоскости трещины растяжение суще ственно снижает максимальное макронапряжение, приводя к значительному росту коэффициента жесткости напряженного состояния у вершины дисковид ной трещины (рис.3). Наибольшее значение этого коэффициента равно 2,3 и достигается, когда растяжение в плоскости трещины в 3,5 – 4 раза превышает напряжение, ортогональное трещине. Зависимость безразмерного разрушающе го напряжения zo to от параметра двухосности y, соответствующая хрупко му разрушению, приведена на рис.3 (кривая l). Для сравнения здесь же показана аналогичная зависимость (кривая 2) в случае плоской деформации.
При неосесимметричном нагружении тела с дисковидной трещиной наи большие значения нормальных и касательных макронапряжений различны для разных точек контура трещины. Численный расчет показывает, что коэффици ент жесткости не превосходит максимального значения K g = 2,3 при осесим метричном нагружении.
При одноосном растяжении эллиптической в плане трещины с соотноше нием полуосей q = 1 2 максимальные касательные и нормальные макронапря жения достигаются вблизи концов малой оси эллипса ( A = 0,37, A = 0,78). При обходе контура трещины эти макронапряжения монотонно убывают вплоть до наименьших своих значений A = 0,2, A = 0,53, соответствующих концам большой полуоси эллипса. Коэффициент жесткости K g, при этом, возрастает от значения 1,05 до величины K g = 1,33. При двухосном растяжении с учетом рас тяжения в плоскости трещины в направлении осей эллипса коэффициент жест кости не превосходит величин 1,27 и 1,55 соответственно. В общем случае трехосного растяжения наибольшее значение коэффициента К g меньше, чем для круговой в плане трещины и равно 2,16. Это значение достигается при рав номерном растяжении с параметрами растяжения, превышающими соответст вующие значения для дисковидной трещины. Таким образом, отклонение от круговой формы трещины снижает коэффициент Kg, и, следовательно, хрупкое разрушение возможно при более низкой ТНП.
Полученные в п. 4.1–4.2 значения критических напряжений z0 и коэффи циентов К g при разрыве хрупкого тела с трещиной в поле двух или трехосного растяжения служит основой для определения коэффициента условий работы в критерии хрупкой прочности (10), а также основой для определения темпера туры нулевой пластичности ТНП из уравнения (4).
В п.4.3 рассматриваются вопросы трещиностойкости неограниченных плоскодеформированных хрупких массивов с внутренними трещинами попе речного сдвига (рис. 1, =, х0 0) при действии сжимающих напряжений z0.
Расчеты макронапряжений с использованием асимптотических формул для перемещений у концов трещины показывают, что максимальное значение max касательного макронапряжения у конца сдвиговой макротрещины достигается на направлении, составляющем некоторый угол с продолжением трещины.
Величина max у конца трещины мало меняется при изменении параметра = х0 / хz (примерно 5%) достигая максимума при = 0 и при x0 = 0 прибли женно определяется формулой (19) max 0,64 A0 2c / Максимальная величина max нормальных растягивающих макронапряже ний у конца макротрещины поперечного сдвига при z0 = x0 = 0 достигается на направлении, составляющем угол 60 о с продолжением трещины, и при ближенно равна (20) max fA0 2c /, f = 1, Полагая, 1 = S 0 получим величину касательного напряжения при достижении которого у конца трещины поперечного сдвига возникает трещина отрыва. При 0 = 0 эта величина составляет xz 0,87 S 0 / 2c. Коэффициент K g жесткости напряженного состояния у конца трещины поперечного сдвига по Сен-Венану равен K g 0,9, в то время как для чистого сдвига без трещины K g = 1 / 3 0,577.
В п.4.3 произведено сопоставление полученных нагрузок распространения трещины при различных значениях параметра двухосности. Недостатком из вестных способов расчета здесь, как и в случае растяжения, является то, что на грузки трещинообразования не зависят от растягивающего (сжимающего) на пряжения ( х0 ) в направлении трещины, т.е. также допускают неограниченную прочность тела со сдвиговой трещиной.
По достижении внешними нагрузками значений, определяемых нарушени ем условия прочности max S 0 происходит распространение трещины. При этом, разрушающие нагрузки, приводящие к разделению тела на части, могут отличаться от нагрузок, вызывающих рост исходной трещины, а сама трещина может распространяться, как это отмечено у Г.П. Черепанова, либо по меха низму отрыва, либо по механизму поперечного сдвига. Более того, в процессе распространения трещины механизм отрыва может сменяться механизмом сдвига и наоборот. Вместе с тем, возникающая у конца трещины поперечного сдвига, трещина отрыва может быть блокирована сжимающими напряжениями, что обуславливает зигзагообразную траекторию распространения или растрес кивание тонкого слоя в окрестности траектории ее распространения.
В главе 5 рассмотрена задача об образовании трещин в упругом слое ко нечной толщины при двухосном нагружении, когда на его границах приложены неравномерные осесимметричные нормальные и касательные напряжения.
Данная задача обобщает и развивает задачу о равномерном растяжении неогра ниченного упругого тела с дисковидной трещиной, опубликованную М.Я. Лео новым в 1961 г., где впервые теоретически обосновано наличие трещин, не снижающих прочности хрупкого тела при растяжении, и получена формула для сопротивления отрыву. Задача трещинообразования в упругом слое конечной толщины решается в рамках нелинейной механики разрушения (модель Леоно ва-Панасюка) путем введения, в общем случае, немалой зоны ослабленных свя зей на продолжении дисковидной трещины и обобщенного критерия трещино образования max = S 0 выраженного через макронапряжения. Показано, что при достижении нагрузок трещинообразования в слое, кроме трещин не снижаю щих прочности, могут образоваться две предельно-равновесные трещины, одна из которых (большего диаметра) устойчива, другая (меньшего диаметра) неус тойчива. Образование двух предельно-равновесных трещин, одна из которых устойчива, другая неустойчива, означает, что нагрузки трещинообразования могут быть разрушающими, т.е. определяют предел прочности хрупкого слоя, в отличие от соответствующей задачи для плоскодеформированного слоя. Рас смотренная задача важна в связи с расчетом прочности и нормированием де фектов сплошности (расслоений) металлопроката в z -направлении.
В п.5.2 на основе критерия прочности Г.В. Ужика рассмотрена неклассиче ская задача определения нагрузок трещинообразования и определения прочно сти элемента конструкции, который моделируется неограниченным упругим плоскодеформированным телом, содержащим луночное отверстие с острыми углами и подверженным двухосному нагружению (рис.1 при ). Эта задача имеет прямое отношение к нормированию неплоскостных дефектов сварных соединений и испытанию материалов с острыми V-образными надрезами. Ре шение задачи использовано, также, для сопоставления с экспериментальными данными, полученными И.И. Бугаковым и И.И. Демидовой, при определении разрушающей нагрузки на образцах из стеклообразного эпоксидного полимера с луночным вырезом и определении на их основе структурного параметра.
Показано, что, как и при растяжении тела с трещиной, здесь также имеют место примерно одинаковые макронапряжения в окрестности угловых точек луночного отверстия для различных микрообъемов в некоторой области. Коэф фициент жесткости меняется от К g 1 для кругового отверстия до К g 1, для трещины при всестороннем растяжении. Из полученных данных также сле дует, что для материалов в хрупких состояниях замена трещины на трещинопо добный дефект с углом раствора до / 3 мало влияет на нагрузку трещинооб разования, как при одноосном, так и всестороннем растяжении. Например, это имеет место для цилиндрических образцов с V-образным надрезом, или образ цов на внецентренное растяжение типа Манджонга в хрупких состояниях, предложенных П.Д. Одесским для оценки прочности и трещиностойкости ме таллопроката в направлении толщины ( z -направлении).
В шестой главе рассмотрены вопросы применения развитой в диссертации линейной механики разрушения к расчетам прочности, долговечности и конст руктивной безопасности таких строительных м/к как кожухи доменных печей, стальных защитных оболочек атомных электростанций, резервуарных м/к. Рас смотрены вопросы нормирования нарушений сплошности толстолистового проката конструкционной стали при применении его в элементах строительных м/к и нагружаемых в направлении толщины (z-направлении), а также “неклас сические” задачи применения ЛМР в расчетах экстремальных снеговых нагру зок на сферические купольные покрытия.
В п.6.1 рассматриваются вопросы трещиностойкости, прочности, долго вечности и конструктивной безопасности кожухов доменных печей (ДП). Ис следования их работы показывает, что в процессе эксплуатации кожухи под вергаются повторно-статическим нагружениям и локальным температурным воздействиям, не предусмотренным проектными решениями. Перегрев кожуха доменной печи оказывает влияние на повышение растягивающих напряжений и на процессы охрупчивания металла (рис. 4). Эта разновидность теплового ох рупчивания (В.М. Горицкий, Г.Р. Шнейдеров) возникает вследствие снижения когезивной прочности границ кристаллов (зерен) с постепенным возрастанием доли межзеренного разрушения и сопровождается снижением характеристик трещиностойкости, в том числе, критической величины K Ic, сопротивления от рыву S 0 и предельного напряжения S K. Как следствие, происходит повышение ТНП, как решение уравнения (4) со сниженной величиной S 0 (или S K ) и неиз менной зависимости предела текучести от температуры в условиях сложнона пряженного состояния кожуха.
Показано, что использование одних только мембранных напряжений в рас четах на прочность кожухов доменных печей недостаточно, необходим учет из гибных напряжений и перерезывающих усилий. Для расчета на прочность зон кожуха находящихся в моментном напряженном состоянии, должны использо ваться напряжения на трех поверхностях – срединной и двух граничных. Для Рис.4. Повреждения кожуха доменной печи расчета на граничных поверхностях достаточно условия упругости (9) и крите рия прочности (10);
для расчета на срединной поверхности требуется условие упругости (2) с критерием прочности max S K, где в левой части критерия сто ит максимальное растягивающее макронапряжение, определяемое уравнением (11), а правой части – величины RT, S K с соответствующими коэффициентами с, п.
Под долговечностью кожухов ДП, как футерованных конструкций экс плуатирующихся при повторно-статических нагружениях, следует понимать отрезок времени t g = t x + t 0, от начала эксплуатации, в течение которого темпе ратура нулевой пластичности Т НП, рассчитанная с учетом концентраторов на пряжений и трехосности напряженного состояния достигает минимальной рас четной температуры Т Э эксплуатации кожуха (t x ) плюс время t 0, в течение ко торого в кожухе в локальной окрестности пятна нагрева или другого концен тратора напряжений образуются хрупкие устойчивые макротрещины, не при водящие к лавинному разрушению. Устойчивость возникающих в кожухе мак ротрещин объясняется разгружающим эффектом, возникающим от расширения футеровки. Живучесть кожухов ДП определяется переходом возникших расту щих хрупких трещин в критическое состояние (лавинообразное разрушение), а период живучести кожуха представляет собой время от появления трещин до достижения ими критических размеров. Сформулированное условие недопуще ния образования хрупких трещин в металле сварных соединений кожуха ДП определяет долговечность и конструктивную безопасность кожуха и, в случае его нарушения, требуется выбрать металл нечувствительный к тепловому ох рупчиванию (Г.П. Кандаков, В.М. Горицкий, Г.Р. Шнейдеров) или снизить же сткость напряженного состояния за счет снижения концентрации напряжений, либо, наконец, повысить минимальную температуру эксплуатации Т э как это предложено в ряде работ и патентов с участием автора на способ эксплуатации сварного кожуха доменной печи.
В п. 6.2. рассмотрены вопросы трещиностойкости, прочности, долговечно сти, конструктивной безопасности и живучести стальных защитных оболочек атомных электростанций (АЭС), предназначенных для локализации возможных аварий и удержания радиоактивных продуктов под оболочкой. Технические проекты стальных защитных оболочек для атомных паропроизводительных ус тановок, разработанные в ЦНИИПСК им. Мельникова, предусматривают вы полнение оболочек различной формы. Для изготовления защитных оболочек предусматривалось применение стали марок 09Г2С или 10ХСНД. Сферическая оболочка имеет диаметр 56 м, толщину стенки 22 мм (рис. 5) и работает при следующих режимах: эксплутационный, “малой” аварии и “большой” аварии.
Режим работы «большой» аварии: частота – 1 раз за 30 лет, температура – до 150°С, давление – 3,6 кгс/см2.