В конструкциях, испытывающих 106 и более нагружений, наличие подрастающей трещины практически любого исходного размера может привести к такому увеличению этого размера, что коэффициент интен­сивности напряжений ATj достигнет критического значения. Поэтому для обеспечения безотказной работы конструкций при N > 10б циклов следует исходить из условия исключения возможности подрастания трещины, т. е. ограничения исходного размера дефекта в пределах, определяемых значением коэффициента Кр меньшим поро­гового [28].

При числе нагружений N < 106 такое условие может оказаться излишне жестким. Безотказность работы. конструкции в этом случае можно обеспечить и при наличии подрастающей трещины, если ограни­чить исходные размеры дефектов условием, что рост трещины не приведет к достижению значения К^= K1Q. Однако такую оценку безотказности работы конструкции в пределах заданного ресурса с учетом растущей трещины приходится осуществлять не часто, в основ­ном при контрольных расчетах остаточной прочности. Подобные расчеты обычно сложны, требуют тщательно выверенных исходных Данных и высокой квалификации исполнителя. Более перспективна возможность оценки ресурса работы конструктивного элемента на стадии проектирования путем имитационного моделирования процесса разрушения, исходя из характера и размера исходного дефекта.

При расчетной оценке вероятности неразрушимости какого-либо узла необходимы данные о характере, периодичности и уровне измене­

ний нагрузок в процессе эксплуатации рассматриваемого вида конструк­ции. Когда такие данные ограниченны, недостаточно обоснованны или вообще вызывают сомнение, то возникает необходимость в постановке специального исследования на вероятностно-статистической основе с получением и использованием дополнительных данных. Естественно, что применительно к каждому случаю разработку расчетной оценки работоспособности соединения с дефектом приходится начинать с исследования действительных условий нагружения при эксплуатации.

Однако нерегулярность циклического изменения исследуемых параметров в реальных условиях обычно не позволяет непосредственно использовать полученные данные в расчетах по оценке долговечности. Для этого циклическое воздействие приходится рассматривать как случайный процесс и моделировать его путем схематизации [99, 161].

Применительно к малоцикловой области вследствие ограничен­ного числа нагружений (JV < 5 • 104 циклов) допустимость конкретного размера дефекта можно обосновать и без проведения сложных расчетов, исходя из одновременного соблюдения двух условий: во-первых, ограничения возможного подрастания исходного размера дефекта W подле N нагружений в пределах достаточно малой величины и, во-вторых, сохранения неравенства W < IV где W соответствует выражению (10.4.13) [143]. *Р

Ограничение подрастания исходного размера дефекта при цикли­ческом нагружении было выбрано в пределах 0,1…0,2 мм из тех сообра­жений, что визуальный осмотр поверхностей разрушения разорванного образца позволяет уверенно обнаруживать продвижение трещины от контура исходного дефекта при Д/ > 0,1 мм, тогда как увеличение ^сходного размера трегциноподобного дефекта всего на 0,1 мм проч­ности соединения практически не изменяет. Хотя такой подход с использованием Д/ = 0,1 мм является консервативным, зато не требует сложных расчетов и позволяет быстро и просто проверять достаточность действующих технологических требований по сплошности металла в отношении неразрушимости конструкций в эксплуатации при цикли­ческом нагружении.

Применительно к оболочковым сварным конструкциям характер­ным является наличие стыковых соединений и нагружение пульсирую­щим циклом растяжения. Стадия зарождения трещины от дефекта определяется размахом напряжения, типом дефекта, его размерами и расположением по толщине элемента. Условно примем за JV3ap то количество циклов нагружения N0 которое необходимо для увеличения размера исходного дефекта на 0,1 мм. В этом случае для построения зависимости JV0J =/(^max) достаточно иметь значения коэффициентов

г» ’ dfV 7 / КЛ”

лип уравнения Париса ——- = 10 Iдля металла той зоны соединения, где располагается дефект. Принимая АIV— 10‘4 м и считая, что при столь малом приращении Д W значение Ку практически не изменяется, получим

Поскольку дефекты сварных соединений располагаются главным образом в металле шва, то для сопоставления зависимостей N01 =f(Kt) различных материалов использовали значения коэффициентов уравне­ния Париса (табл. 10.5.1), полученные при статистической обработке результатов наблюдений за ростом поверхностных трещин от надрезов, нанесенных по центру стыкового шва [142]. Взаимное расположение кривых Nni = f (К. ) на рис. 10.5.1 позволяет судить о сравнительной

и, і і max

сопротивляемости рассматриваемых стыковых соединеий росту трещи­ноподобного дефекта при малоцикловом нагружении.

Абсциссы точек А, В, Си D на рис. 10.5.1 соответствуют максималь­ным значениям размаха коэффициента интенсивности напряжений от 0 до Ку при которых исходный размер трещины еще практически не изменяется в пределах 5 • Ю4 циклов нагружения, характерных для конструкций, работающих в области малоцикловой усталости. В соот­ветствии с (10.5.1) эти значения А", тад можно определить как

Таблица 10.5.1

Значения коэффициентов К* и п для металла шва стыковых

соединений

Материал

Металл

шва

Коэффициенты

уравнения

Париса

Пределы разброса эксперименталь­ных данных

К*

п

Ґ

max

К*

mm

03Х11Н10М2Т

Многопроход­ная сварка

35,0

3,5

42,0

29,2

03Х11Н8М2Ф

ЭЛС

25,5

2,96

28,3

23,4

АМгб

Многопроход­ная сварка

12,7

6,5

15,0

10,8

ИМВ2

ЭЛС

5,8

4,8

4,55

7,0

Рис. 10.5.1. Сопоставление зависимостей N0 ( =/{ї1>в) различных материалов

*,«« ‘Нг)"*"’ <ш’5’2)

Учет разброса экспериментальных данных при определении коэф­фициентов АГ* и и позволяет оценить возможную погрешность в опреде­лении положения точек А, В, С и D с вероятностных позиций.

Полученные таким образом расчетные зависимости N = N0 { = — f(Kx max) сопоставляли с результатами непосредственных испытаний сварных образцов, швы которых содержали естественные дефекты сварки [142, 143].

Так, на рис. 10.5.2 представлены данные испытаний стыковых соединений стали 03Х1Ш10М2Т с межслойными непроварами. Светлые точки соответствуют тем дефектам, от которых трещины после нагруже­ния N циклами не возникали, а черные — дефектам, послужившим источником трещины, на зарождение которой было затрачено число циклов Узар = N. На поле экспериментальных точек j = <р (К нало­жены расчетные зависимости JV01 = f(Kx), соответствующие уравнению Париса (кривая 1) и верхней и нижней границам разброса (кривые 2 и 3). Как видно на рис. 10.5.2, расчетная кривая 2 является огибающей зоны расположения черных точек. Это означает, что начальная стадия роста трещины от трещиноподобных дефектов типа межслойного непровара протекает так же, как и от исходной усталостной трещины.

Рис. 10.5.2. Сопоставление расчетных и экспериментальных данных о зарождении трещин от межсловных непроваров в соединениях стали 03ХПН10М2Т при малоцикловом нагружении:

О — трещины незародились; • — трещины зародились

Таким образом, применительно к исследованным соединениям при числе нагружений до 5 • 104 циклов значение К — К. v = 9,5 МПа — Ум

уел і шах

можно рекомендовать для использования при оценке допустимости размеров дефектов типа межслойных непроваров.

Для стыковых соединений сплава АМгб, выполненных многопро­ходной сваркой, сопоставление экспериментальных и расчетных данных по зарождению трещины представлено на рис. 10.5.3. Можно видеть, что и в этом случае область расположения черных точек ограничивается кривой 2.

Приведенный выше анализ экспериментальных данных, получен­ных непосредственно при малоцикловом нагружении сварных соедине­ний с естественными дефектами сварки, показал хорошее соответствие их зависимостям TV., = f(K. ), построенным с использованием коэффициентов Кип уравнения Париса с учетом пределов разброса данных при их определении. Отсюда следует, что для обобщения результатов экспериментального исследования целесообразно использо­вать именно эти зависимости, принимая, что нижняя граница разброса соответствует допустимым значениям К = К. для трещиноподоб — ных дефектов типа непроваров. Практическое отсутствие случаев возникновения усталостных трещин от отдельных пор при малоцикло­вом нагружении не позволяет экспериментально обосновать располо­жение огибающей предельных значений Аусл для пор. Б то же время ограниченная достоверность данных неразрушающего контроля в части типа, формы и расположения дефекта по толщине требует оценки допустимости размеров всех выявленных дефектов, в особенности применительно к сварным соединениям высокопрочных материалов.

Так, поры, расположенные непосредственно у поверхности, а также поры с резкими очертаниями или надрывами, по возможности зарождения от них трещин, могут приближаться к другим, более опасным типам дефектов. Поэтому в первом приближении представ­ляется целесообразным использование консервативной оценки обнару­женного дефекта (например, для наиболее ответственных конструкций), т. е. считать его трещиноподобным и расположенным вблизи поверх­ности (приповерхностным).

По-видимому, такую консервативную оценку следует прежде всего рекомендовать к использованию применительно к оценке безопасных размеров дефектов в случае новых материалов и приемов сварки, когда данные весьма трудоемких испытаний соединений с естественными дефектами еще отсутствуют.

Б соответствии с этим все выявленные при контроле внутренние дефекты следует считать приповерхностными и подсчитывать обобщен­ный размер W как для поверхностных трещин в соответствии с рис. 10.5.4,а, б,в согласно выражению (7.5.4), приведенному ранее в гл. 7, где для одиночных дефектов округлой формы I = d и 2с = 2d (рис. 10.5.4,а); для протяженных дефектов за I принимается размер в направлении толщины (рис. 10.5.4,6); для групповых дефектов в виде цепочек за 2 с принимается общая длина цепочки, если расстояние между отдельными дефектами в цепочке не превышает 3 d (рис. 10.5.4,в).

Такой консервативный подход к данным НРК позволяет расчетно с позиций ЛМР оценивать работоспособность стыковых соединений,

содержащих обнаруженные дефекты, исходя из заданного ресурса работы и предельного состояния стенки оболочковой конструкции. В § 14.6 рассмотрена схема построения расчета и номограмма, обеспе­чивающая оперативность его выполнения.