ГОСУДАРСТВЕННЫЙ КОМИТЕТ СССР
ПО НАДЗОРУ ЗА БЕЗОПАСНЫМ ВЕДЕНИЕМ РАБОТ
В АТОМНОЙ ЭНЕРГЕТИКЕ
(ГОСАТОМЭНЕРГОНАДЗОР СССР)
ПРАВИЛА И НОРМЫ В АТОМНОЙ ЭНЕРГЕТИКЕ
Утверждены
Государственным комитетом СССР по
использованию атомной энергии
Уi верждены
Государственным комитетом СССР по
надзору за безопасным ведением
работ в атомной энергетике
НОРМЫ РАСЧЕТА
НА ПРОЧНОСТЬ ОБОРУДОВАНИЯ
И ТРУБОПРОВОДОВ АТОМНЫХ
ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ УСТАНОВОК
ПНАЭ Г-7-002-86
Обязательны дчя всех министерств, ведомств, организаций и предприятий,
проектирующих, конструирующих, изготав швающих и эксплуатирующих атом-
атомные электростанции, теплоцентрали, опытные и исследовательские ядерные
реакторы и установки, подконтрольные Госатомэнергонадзору СССР
Введены в действие 01.07.87 г. с изменениями
МОСКВА ЭНЕРГОАТОМИЗДАТ 1989

ББК 31.4
Н 83
УДК 621.039@83.74)
Серия основана в 1987 году
Нормы расчета на прочность оборудования и
Н83 трубопроводов атомных энергетических устано-
установок (ПНАЭ Г-7-002-86) / Госатомэнергонадзор
СССР.—М.: Энергоатомиздат, 1989 —525 с—
(Правила и нормы в атомной энергетике).
Нормы содержат основную часть и рекомендуемые прило-
приложения. В основной (обязательной) части приведены: расчет по
выбору основных размеров; расчет на статическую прочность,
устойчивость, циклическую прочность, сопротивление хрупкому
разрушению, длительную статическую прочность, длительную
циклическую прочность, прогрессирующее формоизменение,
сейсмические воздействия, вибропрочность; методики опреде-
определения механических свойств и испытаний для определения
характеристик прочности.
2205000000-537
нКБ-1614-88	ББКЗЫ
Издательство «Металлургия», 1973
Переработанное и дополненное.
Энергоатомиздат, 1989

СОДЕРЖАНИЕ
Основные условные обозначения		9
1.	Общие положения		14
1.1.	Область распространения норм		14
1.2.	Принципы, положенные в основу норм	.ч		14
2.	Основные определения		18
3.	Допускаемые напряжения, условия прочности и устойчивости		21
4.	Расчет по выбору основных размеров		24
4.1.	Общие положения		24
4.2.	Определение толщин стенок элементов оборудования и трубо-
трубопроводов		26
4.3.	Коэффициенты снижения прочности и укрепление отверстий...	32
4.4.	Фланцы, нажимные кольца и крепежные детали		44
5.	Поверочный расчет		45
5.1.	Общие положения		45
5.2.	Классификация напряжений		46
5.3.	Порядок определения напряжений		48
5.4.	Расчет на статическую прочность		67
5.5.	Расчет на устойчивость		68
5.6.	Расчет на циклическую прочность		77
5.7.	Расчет на длительную циклическую прочность		92
5.8.	Расчет на сопротивление хрупкому разрушению		93
5.9.	Расчет на длительную статическую прочность		112
5.10.	Расчет на прогрессирующее формоизменение		114
5.11.	Расчет на сейсмические воздействия		115
5.12.	Расчет на вибропрочность	v		119
Приложение 1 (обязательное). Физико-механические свойства
конструкционных материалов		120
3

Приложение 2 (обязательное). Методы определения механических
свойств конструкционных материалов		191
1.	Дополнительные понятия и определения		191
2.	Методы испытания на растяжение		191
3.	Методы испытания на ползучесть		192
4.	Методы испытания на длительную прочность		192
5.	Методика определения критической температуры хрупкости		193
5.1.	Общие положения		193
5.2.	Отбор проб для изготовления образцов		193
5.3.	Ориентация образцов		194
5.4.	Методика проведения испытаний на ударный изгиб		195
5.5.	Определение критической температуры хрупкости		196
6.	Методика определения сдвига критической температуры хрупкости
вследствие термического старения		199
6.1.	Общие положения		199
6.2.	Проведение испытаний и обработка результатов		200
7.	Методика определения сдвига критической температуры хрупкости
вследствие накопления усталостных повреждений		201
7.1.	Общие положения		201
7.2.	Проведение испытаний		202
8.	Методика определения сдвига критической температуры хрупкости
вследствие влияния облучения и коэффициента радиационного охрупчива-
ния		203
8.1.	Общие положения		203
8.2.	Облучение образцов		203
8.3.	Проведение испытаний и обработка результатов		205
9.	Методы испытаний на усталость		206
9.1.	Общие положения		206
9.2.	Малоцикловая усталость		208
9.3.	Многоцикловая усталость		211
9.4.	Длительная циклическая прочность		2131
9.5.	Циклическая прочность сварных соединений и металла с на-
наплавкой		214
9.6.	Циклическая прочность основных материалов, сварных соеди-
соединений и металла с наплавкой в коррозионных средах		215
9.7.	Влияние облучения на циклическую прочность основных
материалов, сварных соединений и металла с наплавкой		220
10.	Методы технологических испытаний металлов		222
10.1.	Метод испытаний на изгиб		222
10.2.	Трубы. Методы испытаний на изгиб		222
10.3.	Трубы. Метод испытаний на сплющивание		223
11.	Сварные соединения. Методы определения механических свойств	223

Приложение 3 (рекомендуемое). Унифицированные методы расчет-
расчетного и экспериментальною определения напряжений, деформаций,
перемещений и усилий	 226
Условные обозначения	 226
1.	Основные положения	 228
2.	Расчет напряжений, перемещений и усилий в осесимметричных
конструкциях из тонкостенных оболочек, пластин и колец при осесиммет-
ричной нагрузке	 228
2.1.	Правило знаков	 228
2.2.	Элементы оболочек вращения при действии внутреннего
давления, температурных нагрузок и краевых усилий	 229
2.3.	Круглые пластины при действии силовых и температурных
нагрузок	 250
2.4.	Кольцевые детали при действии силовых и температурных
нагрузок	 269
2.5.	Составные конструкции	 269
3.	Расчет напряжений и перемещений в осесимметричных толстостен-
толстостенных элементах конструкций	 270
4.	Расчет местных напряжений в элементах конструкций	 270
5.	Экспериментальное определение деформаций, напряжений и пере-
перемещений	 308
5.1.	Общие положения		308
5.2.	Цели, объекты и условия проведения экспериментальных
исследований		309
5.3.	Упругие модели и условия их нагружения		311
5.4.	Условия упругого моделирования и пересчет результатов
исследования на натурную конструкцию		312
5.5.	Тензометрирование		313
5.6.	Поляризационно-оптический метод		319
Приложение 4 (рекомендуемое). Расчет элементов конструкций на
прогрессирующее формоизменение	 322
). Общие положения		322
2.	Определения. Расчетные напряжения		323
3.	Предельные напряжения		324
4.	Дополнительные условные обозначения		325
5.	Последовательность расчета на прогрессирующее формоизменение
при отсутствии радиационного распухания.:	 325
6.	Пример расчета цилиндрической оболочки	 334
7.	Диаграммы приспособляемости для некоторых типовых расчетных
схем	 341
8.	Метод определения значения необратимого формоизменения
в условиях нейтронного облучения	 360
5

9. Пример расчета верхней и нижней оценок параметров предельного
цикла	 361
Приложение 5 (рекомендуемое). Расчет типовых узлов деталей
и конструкций		373
1.	Основные положения		373
2.	Трубопроводы		374
2.1.	Условные обозначения		374
2.2.	Общие положения		375
2.3.	Низкотемпературные трубопроводы		375
2.4.	Высокотемпературные трубопроводы		381
2.5.	Определение коэффициента податливости криволинейной тру-
трубы 		383
2.6.	Определение коэффициентов интенсификации напряжений для
криволинейной трубы		384
2.7.	Определение коэффициента местных напряжений изгиба для
тройникового узла		385
2.8.	Расчет напряжений в криволинейной трубе по уточненной
методике		386
2.9.	Расчет напряжений в тройниковом соединении по уточненной
методике		389
2.10.	Специальные расчеты трубопроводов		398
3.	Разъемные соединения сосудов		399
3.1.	Условные обозначения		399
3.2.	Общие положения		401
3.3.	Расчет разъемного соединения 		401
3.4.	Расчет коэффициента нагрузки		401
3.5.	Расчет усилий в шпильках, вызванных температурными пере-
перепадами		403
3.6.	Расчет усилий начальной затяжки шпилек		403
3.7.	Расчет усилий на прокладке		407
3.8.	Расчет усилий в шпильках		409
3.9.	Расчет напряжений в шпильках		409
Приложение 6. Характеристики длительной прочности, пластич-
пластичности и ползучести конструкционных материалов		411
1.	Основные понятия и обозначения		411
2.	Общие положения		412
3.	Метод экстраполяции длительной прочности		425
4.	Метод экстраполяции условных пределов ползучести		430
5.	Метод экстраполяции условных пределов длительной пластич-
пластичности		440
Приложение 7 (рекомендуемое). Расчет на длительную цикличес-
циклическую прочность		443

Приложение 8 (рекомендуемое). Расчетно-экспериментальные ме-
методы оценки внбропрочностн типовых элементов конструкций		462
1.	Общие положения		462
2.	Расчет собственных частот колебаний стержневых систем		465
3.	Расчет собственных частот колебаний изотропных прямоугольных
пластин		468
4.	Расчет собственных частот колебаний пологих прямоугольных
оболочек		472
5.	Экспериментальные методы исследования вибраций		474
5.1.	Цель экспериментальных исследований		474
5.2.	Методы исследований		474
5.3.	Объекты экспериментальных исследований		474
5.4.	Условия проведения эксперимента		475
5.5.	Динамическое тензометрирование		475
5.6.	Виброметрирование		475
5.7.	Обработка результатов		476
6.	Рекомендуемые методы оценки вибропрочности элементов кон-
конструкций		476
Приложение 9 (рекомендуемое). Расчет на сейсмические воздейст-
воздействия		478
1.	Обобщенные спектры ответа		478
2.	Унифицированные методы расчета оборудования и трубопроводов
на прочность от сейсмических воздействий		479
2.1. Условные обозначения, индексы и определения		479
2.2.Выбор метода расчета		481
2.3.	Принципы построения механической модели и расчет ее
параметров		481
2.4.	Расчет типовых конструкций, сборочных единиц и деталей
оборудования		485
2.5.	Линейно-спектральный метод расчета		492
2.6.	Метод динамического анализа сейсмостойкости		495
3.	Методики расчета трубопроводов на сейсмические воздействия.	496
3.1.	Вводная часть		496
3.2.	Методика расчета трубопроводов по спектрам ответа		496
3.3.	Методика расчета трубопроводов по обобщенной сейсмичес-
сейсмической нагрузке		502
Приложение 10 (рекомендуемое). Выбор основных размеров
фланцев, нажимных колец и крепежных деталей		504
1.	Условные обозначения		504
2.	Выбор уплотнения		505
3.	Определение усилий в шпильках		507
7

4.	Определение размеров фланцевых соединений		509
4.1.	Цилиндрический участок фланца		509
4.2.	Конический переход		510
4.3.	Размеры тарелки фланца		510
5.	Изгибающие моменты		511
6.	Высота тарелки фланца		513
Приложение 11. Рекомендации по определению технологической
прибавки к толщине стенки колена	 516
Приложение 12 (рекомендуемое). Упрощенный расчет на цикличес-
циклическую прочность	 517
1.	Основные положения		517
2.	Определение перепадов температур, напряжений и числа эксплу-
эксплуатационных циклов		517
3.	Проверка циклической прочности		523

Основные условные обозначения
Da — номинальный наружный диаметр цилиндрической
части корпуса, днища или трубопровода, мм
D — номинальный внутренний диаметр цилиндрической
части корпуса, крышки, днища или трубопровода,
мм
Dm — средний диаметр цилиндрической части корпуса,
крышки, днища или трубопровода, мм
DR — расчетный диаметр круглого плоского днища или
крышки, мм
Dn — наружный диаметр накладки, мм
Rs — радиус оси колена, мм
R — внутренний радиус выпуклого днища, мм
d — диаметр отверстия, мм
dR — расчетный диаметр отверстия, мм
d0 — наибольший допускаемый диаметр неукрепленного
отверстия, мм
dac — наружный диаметр штуцера, мм
^02 — большая и малая оси овального отверстия, мм
5 — номинальная толщина стенки, мм
sR — расчетная толщина стенки, мм
л0 — минимальная расчетная толщина стенки, мм
sf — фактическая толщина стенки, мм
sc — толщина стенки штуцера, мм
sn — толщина накладки, мм
с — суммарная прибавка к толщине стенки, мм
сХ1 — прибавка к толщине стенки, равная отрицатель-
отрицательному допуску, мм
с12 — прибавка к толщине стенки, компенсирующая воз-
возможное утонение полуфабриката при изготовле-
изготовлении, мм
с2 — прибавка к толщине стенки, учитывающая утоне-
утонение стенки за счет всех видов коррозии за срок
службы изделия, мм
Н — высота выпуклой части днища до внутренней
поверхности, мм
Нт — высота выпуклой части днища до срединной
поверхности, мм
9

As — площадь сечения элемента конструкции, мм
L — расчетная длина оболочки, мм
Lkr — критическая длина оболочки, мм
Ф — расчетный коэффициент снижения прочности
q>d — коэффициент снижения прочности обечаек или
днищ с неукрепленным отверстием
фс — коэффициент снижения прочности обечаек или
днищ с укрепленным отверстием
ц>к — коэффициент снижения прочности сварного шва
ф0 — минимальный допускаемый коэффициент снижения
прочности
р — расчетное давление, МПа (кгс/мм2)
ра — наружное давление, МПа (кгс/мм2)
Ркг — критическое давление, МПа (кгс/мм2)
F — сжимающее усилие, Н (кгс)
\ра] — допускаемое наружное давление, МПа (кгс/мм2)
[F] — допускаемое сжимающее усилие, Н (кгс)
Т — расчетная температура, К (°С)
Г, — температура, при превышении которой необходи-
необходимо учитывать характеристики длительной проч-
прочности, пластичности и ползучести, К (°С)
Тк — критическая температура хрупкости, К (°С)
Тк0 — критическая температура хрупкости материала в
исходном состоянии, К (°С)
Т„ — температура гидравлических (пневматических) ис-
испытаний, К (°С)
ЛГГ — сдвиг критической температуры хрупкости вследст-
вследствие температурного старения, К (JC)
АГд, — сдвиг критической температуры хрупкости вследст-
вследствие циклической повреждаемости, К (°С)
ATF — сдвиг критической температуры хрупкости вследст-
вследствие нейтронного облучения, К (°С)
о — напряжения, МПа (кгс/мм2)
от — общие мембранные напряжения, МПа (кгс/мм2)
amL — местные мембранные напряжения, МПа (кгс/мм )
аь — общие изгибные напряжения, МПа (кгс/мм2)
оьь — местные изгибные напряжения, МПа (кгс/мм2)
ог — общие температурные напряжения, МПа (кгс/мм2)
gtl — местные температурные напряжения, МПа
(кгс/мм2)
ок — напряжения компенсации, МПа (кгс/мм2)
стцт — напряжения компенсации растяжения или сжатия,
МПа (кгс/мм2)
Окь — напряжения компенсации изгиба, МПа (кгс/мм2)
т«, — напряжения компенсации кручения, МПа (кгс/мм2)
<3mw — средние напряжения растяжения по сечению болта
или шпильки, МПа (кгс/мм2)
xsw — напряжения кручения в болтах или шпильках,
МПа (кгс/мм )
;, а3 — главные напряжения, МПа (кгс/мм2)
CTicr — критическое напряжение сжатия, МПа (кгс/мм2)
ос — напряжение сжатия, МПа (кгс/мм2)

(<t)i, (oJ, (ctKw> (oLw, (os)i, (osJ, (osKw, (asL—группы приведены, ч
напряжений, МПа (кгс/мм )
(о)лт, — размах приведенных напряжений в элементах
оборудования, МПа (кгс/мм2)
(°)як — размах приведенных напряжений в элементах
трубопроводов, МПа (кгс/мм2)
о„ ар ак — напряжения на главных площадках /, j, к, МПа
(кгс/мм2)
(о)ц, (о)]Ь
(a)lb (о) — приведенные напряжения без учета концентрации,
МПа (кгс/мм2)
(о ) (о ) ] — местные приведенные напряжения, рассчитанные с
ilJ' L jb > учетом теоретического коэффициента концентра-
(°i)it» (CTz.) j ции напряжений, МПа (кгс/мм2)
(oF), ,(oF) t,| —местные условные упругие приведенные напряже-
, s'J j- / г ния, рассчитанные с учетом коэффициента кон-
I гпкЛ г) ) центрации условных упругих напряжений, МПа
(кгс/мм2)
оа — амплитуда напряжений без учета концентрации,
МПа (кгс/мм2)
oaF — амплитуда местных напряжений с учетом кон-
концентрации, МПа (кгс/мм )
(оа) — амплитуда приведенных напряжений без учета
концентрации, МПа (кгс/мм2)
(°ак) — амплитуда условных упругих приведенных напря-
напряжений с учетом коэффициента концентрации услов-
условных упругих напряжений, МПа (кгс/мм2)
(ct<*f)k — амплитуда приведенных напряжений в элементах
оборудования, МПа (кгс/мм )
(aaF)K — амплитуда приведенных напряжений в элементах
трубопроводов, МПа (кгс/мм2)
{.aar)w — амплитуда приведенных напряжений в болтах или
шпильках, МПа (кгс/мм2)
(oaL) — амплитуда приведенных напряжений с учетом
теоретического коэффициента концентрации, МПа
(кгс/мм2)
(Of)max — максимальное приведенное условное упругое на-
напряжение цикла с учетом коэффициента концентра-
концентрации условных упругих напряжений, МПа (кгс/мм2)
<оа> — амплитуда вибронапряжения, МПа (кгс/мм2)
[о] — номинальное допускаемое напряжение, МПа
(кгс/мм2)
[о]г* — номинальное допускаемое напряжение при темп»
ратуре гидроиспытаний, МПа (кгс/мм2)
[ос] — допускаемое напряжение сжатия, МПа (кгс/мм-
R т — минимальное значение временного сопротивления
при расчетной температуре, МПа (кгс/мм2)
RTPo,2 — минимальное значение предела текучести при
расчетной температуре, МПа (кгс/мм )
11

¦Я Jo, 2 — минимальное значение предела текучести при
температуре гидроиспытаний, МПа (кгс/мм2)
R T_ t — предел выносливости при симметричном цикле
осевого растяжения—сжатия при расчетной тем-
температуре, МПа (кгс/мм2)
t — время, ч
R^ — минимальный предел длительной прочности за
время t при расчетной температуре, МПа (кгс/мм2)
Rjt — предел ползучести при расчетной температуре, при
котором деформация с учетом ползучести дости-
достигает заданного значения за время t, МПа (кгс/мм2)
RTpi! — предел пропорциональности при расчетной тем-
температуре, МПа (кгс/мм2)
А I — относительное удлинение пятикратного образца
при статическом разрушении при растяжении при
расчетной температуре, %
ZT — относительное сужение поперечного сечения образ-
образца при статическом разрушении при растяжении
при расчетной температуре, %
<хг — коэффициент линейною расширения при расчетной
температуре, 1/К A/°С)
Ет — модуль упругости при расчетной температуре,
МПа (кгс/мм2)
ц — коэффициент Пуассона
ТУ — число циклов нагружения элемента конструкции
в эксплуатации
iV0 — число циклов до появления трещин в конструкции
/0 — частота нагружения, Гц
/ — частота высокочастотных циклов напряжений, Гц
г — коэффициент асимметрии цикла напряжений
v — показатель упрочнения кривой деформирования
Ка — теоретический коэффициент концентрации напря-
напряжений
Kia) — теоретический коэффициент концентрации приве-
приведенных напряжений
Kef — эффективный коэффициент концентрации условных
упругих напряжений
а — накопленное усталостное повреждение
е — деформация, %
Fn — перенос нейтронов с энергией более 0,5 МэВ,
нейтр./м2
AF — коэффициент радиационного охрупчивания, К (°С)
К, — коэффициент	интенсивности	напряжений,
МПа-м1/2 (кгс/мм3/2)
К — критический коэффициент интенсивности напряже-
ic ний, МПа-м1/2 (кгс/мм3/2)
п0 2 — коэффициент запаса прочности по пределу теку-
текучести
пт — коэффициент запаса прочности по временному
сопротивлению
пт, — коэффициент запаса прочности по пределу дли-
длительной прочности

пп — коэффициент запаса прочности по условным
местным напряжениям при расчетах на цикли-
циклическую прочность
nv — коэффициент запаса прочности по числу циклов
при расчетах на циклическую прочность
НГА — нормы государственные атомные
АЭУ — атомная энергетическая установка
НУЭ — нормальные условия эксплуатации
ННУЭ — нарушение нормальных условий эксплуатации
АС — аварийная ситуация
Правила АЭУ — «Правила устройства и безопасности эксплуатации
оборудования и трубопроводов атомных энерге-
энергетических установок»

1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
1.1.	ОБЛАСТЬ РАСПРОСТРАНЕНИЯ НОРМ
1.1.1.	Настоящие «Нормы расчета на прочность оборудо-
оборудования и трубопроводов атомных энергетических установок» (в
дальнейшем именуемые Нормами) должны применяться для
оценки прочности оборудования и трубопроводов атомных
зктростанций (АЭС), атомных теплоцентралей (АТЭЦ), атом-
атомных станций теплоснабжения (ACT), атомных станций промыш-
промышленного теплоснабжения (АСПТ) и установок с исследова-
исследовательскими или опытными реакторами с температурой тепло-
теплоносителя не выше 873 К F00° С).
1.1.2.	Нормы распространяются на оборудование и трубо-
трубопроводы, проектирование, изготовление, монтаж и эксплуатация
которых производятся в полном соответствии с Правилами
АЭУ.
1.1.3.	За правильность применения настоящих норм несет
ответственность предприятие или организация, выполнявшие
соответствующий расчет.
1.2.	ПРИНЦИПЫ, ПОЛОЖЕННЫЕ В ОСНОВУ НОРМ
1.2.1. В основу принятых в Нормах методов расчета
положены принципы оценки по следующим предельным сос-
состояниям:
1)	кратковременное разрушение (вязкое и хрупкое);
2)	разрушение в условиях ползучести при статическом
нагружении;
3)	пластическая деформация по всему сечению детали;
4)	накопление предельно допустимой деформации ползу-
ползучести;
5)	циклическое накопление пластической деформации, ко-
которое приводит к недопустимому изменению размеров или
квазистатическому разрушению;
6)	возникновение макротрещин при циклическом нагру-
нагружении;
7)	потеря устойчивости.
14

При температурах, не вызывающих ползучесть материала
конструкции, расчет по указанным предельным состояниям
JffiSSSfiSL ?_и_сполъз^шш^^к?&^о^ще^^^_ш^&^^всгак_
прочности, _пластичности и сопротивления деформированию
"материала,™ не зависящих от времени. Исключение составляет
учет деформационного старения и облучения при ^расчете
"сопротивления хрупкому разрушению и появлению_макро-
3?еВДин~/ФЕ ._диклическом _ нагружении. Если эксплуатация
оборудования и трубопроводов происходит при температурах,
вызывающих ползучесть материала, то расчет проводят по
указанным предельным состояниям с использованием характе-
характеристик кратковременной и длительной прочности, кратко-
кратковременной и длительной пластичности и ползучести.
1.2.2.	Расчет на прочность оборудования и трубопроводов
при проектировании проводят в два этапа:
1)	расчет по выбору основных размеров;
2)	поверочный расчет.
При оценке прочности оборудования iL.jrpySonpoBOjgoB
должны полностью удовлетворяться как требования расчета по
выбору основных размеров, так и поверочного расчета.
1.2.3.	При выполнении расчета по выбору основных разме-
размеров учитывают действующее на оборудование и трубопроводы
давление (внутреннее и наружное), а для болтов и шпилек —
усилие затяга.
1.2.4 В качестве основных характеристик материалов,
используемых при определении значений допускаемых напря-
напряжений, приняты временное сопротивление, предел текучести,
пгзедшт__дшгге_льной прочности и предел ползучести (при
ограничении" дёфо^мацииХ
Допускаемые напряжения устанавливают по указанным
характеристикам введением соответствующих запасов проч-
прочности.
1 2.5. В основу формул, используемых при расчете по
выбору основных~размеров, положен метод предельных нагру-
нагрузок, соответствующих следующим предельным состояниям:
вязкое разрушение, охват пластической деформацией всего
течения оборудованйя~йли_тр^опр_двода_, потеря устойчивости и
достижение предельной де( юрмации.
1.2.6. После расчета по выбору основных размеров проводят
поверочный расчет, включающий необходимые разделы из
следующего перечня:
1) расчет на статическою прочность;
' 1) расчёт" на устойчивость;
3)	расчет на циклическую и длительную___циклическую
.прочность;	* "	~ ~	""
4)	расчет на сопротивление хрупкому разрушению;
15

5)	расчет на длительную статическую прочность;
6)	расчет на прогрессирующее формоизменение;
7)	расчет на сейсмические воздействия;
8)	расчет на вибропрочность.
Поверочный_ расчет 0?Hj25^IBa5J95L_59: оценке ПРОЧНОСШ...-ПО
допускаемым "Ъапряже~ния^~д&форШцйям и" коэффициентам
йнтёнсивн'ости * напряжения. ~ " ™~
\рП7Г" При поверочном расчете учитывают все действующие
нагрузки (включая температурные воздействия) и рассматри-
рассматривают все режимы эксплуатации.
VI.2.8. Поверочный расчет на статическую прочность про-
проводят для определения напряжений при всех значениях нагрузок
и температур в регламентированных проектом режимах работы
установки и сопоставления полученных значений с допускае-
допускаемыми, определенными по предельным состояниям, указанным
в 1) и 3) п. 1 2.1.
VI-2.9. Поверочный расчет на усюйчивость заключается
в определении допускаемых нагрузок или допускаемого ресурса
эксплуатации, превышение которых вызывает возможность
потери устойчивости при нагружении наружным давлением
и сжимающими нагрузками [см. 7) п. 1.2.1].
VI.2.10. Поверочный расчет на прочность при циклическом
и длительном циклическом нагружении выполняют на основе
анализа общей и местной напряженности с целью исключения
появления трещин [см. 6) п. 1.2.1].
_хар"а ктеристик*
ности с введением запасов прочности по долговечности и напря-
напряжениям.
В результате расчета на прочность при циклическом
и длительном циклическом нагружении определяют допуска-
емое число повтогхний^этеплу^ггационных режимов Для_задан-
ных повторных эксплуатационньГх тепловых и механически^
jo. механиче'ские нагрузки для заданного 'числа" ^вторении
эксплуатациЪнных"~режимрв^^и^е
1.2.11.	Поверочный расчет на сопротивление хрупкому
разрушению проводят на основе сопоставления коэффициента
интенсивности напряжений с критическим значением в целях
исключения возможности хрупкого разрушения [см 1) п 1.2.1].
1.2.12.	Расчет на длительную статическую прочность про-
проводят на основе сопоставления действующих напряжений во
всех режимах с допускаемыми с целью исключения разрушения
оборудования или трубопроводов при длительном статическом
нагружении [см. 2) и 4) п. 1.2.1].
Допускаемые напряжения определяют исходя из характе-
характеристик сопротивления длительному статическому разрушению,
16

зависящих от температуры и длительности нагружения, с
введением запасов прочности по напряжениям.
В результате расчета определяют допускаемые нагрузки для
заданных режимов и ресурса эксплуатации или допускаемый
ресурс для заданных режимов эксплуатации
1.2.13. Поверочный расчет на прогрессирующее формоизме-
формоизменение проводят на основе анализа напряженного состояния с
целью исключения недопустимых остаточных изменений формы
и размеров [см. 5) п. 12.1].
Предельные допускаемые изменения формы и размеров в
результате процесса накопления необратимых пластических
деформаций устанавливаются проектной (конструкторской) ор-
организацией в каждом частном случае с учетом назначения и
условий работы оборудования или трубопроводов.
В резутьгате расчета определяют допускаемые нагрузки для
заданных режимов и ресурса эксплуатации или допускаемый
ресурс для заданных режимов эксплуатации.
1.2.14 Поверочный расчет оборудования и трубопроводов на
сейсмические воздействия проводят с учетом совместного
действия эксплуатационных и сейсмических нагрузок
i^?II1^_JI?o_4S2?™_9^oP)''I1OBaHH5iI и трубопроводов выпол-
выполняют гго_допускаемым напряжениям, по допускаемым пере-
перемещениям? по ^критериям циклической прочности и устойчи-
устойчивости (последнее- только для оборудования)
1.2 15. Приведенные напряжения, сопоставляемые с допус-
допускаемыми, определяю г по теории наибольших касательных
напряжений, за исключением расчет на сопротивление хруп-
кому разрушению, когда приведенные напряжения определяют
^Г^ё^й^^йЪ^й' ~ж>рм^л!ш"ь7х""напряжении ~
й б
^^^	р
ПТлб РасчёТ~напряжений без учета концентрации проводят
в предположении линейно-упругого поведения материала, за
исключением особо оговоренных случаев При оценке циклц-
ческой прочности ^^}]?^?]}^^_^^гостиисполъу^1^^кп^:
1тройзведем^^У^уго^а^стич^кои " деформации в рассматри-
~\Л 2~1 Т~ 11ри расчетах по выбору' основных размеров повы-
повышение пределов прочности и тек\чести под действием облучения
не учитывают Снижение характеристик пластичности, сопро-
сопротивления хрупкому, усталостном), длительному статическому
разрушению и почзучести вследствие влияния облучения учи-
учитывают при проведении соответствующих расчетов с исполь-
использованием этих характеристик
VI 2.18 Влияние рабочих срст; на изменение характеристик
прочности при необходимости должно учитываться в повероч-
поверочном расчете на основе представительных экспериментальных
данных
17

2. ОСНОВНЫЕ ОПРЕДЕЛЕНИЯ
2-1 .^Расчетное давление -—-максимальное избыточное давле-
расчете по выбору основных размеров, при котором допуска-
допускается работа данного оборудования или трубопровода при
режимах НУЭ.
uДля страховочных корпусов оборудования и трубопроводов
и защитных обшючёТ ДО^Е^ёТМММ"Жвлёнтем .понимается
максимальное^ избыточное давление^ которое возникает в этих
корпусах "или оболочках при разгерметизации защищаемого
оборудования или трубопроводов.
В случае, если элемент конструкции одновременно нагружен
в ну тренним_ ,„ и_й.агг?жнЬ1м давлениями, за расчетное давление
принимают __разнищ^ 3THx_jr^jTejra^mjr^__K^o?OH__rja^4eTHaii
толщина" 'стенки" получается максимальной.
2. 2Т~Расчетная температура—температура стенки оборудо-
вания или трубопровода^ 2МММ.2^Е?ИММ^Е9М1^9ШЗШ^РЛф-
^летическому значению температур на его наружной и внутрен-
внутренней* поверхностях в одном сечении при режиме_ДУЭ_(для частей
корпусов ядерных реакторов расчетная температура опреде-
определяется с учетом внутренних тепловыделений как среднеарифме-
среднеарифметическое значение распределения температур по толщине стенки
корпуса).
2.3.^Гидравлическое или пневматическое испытание—-_пр_об-
ное нагружение оборудованйя^вд^тр^гб^ш]^ю^
или наружным ~|^Жниём~Т21?2^
тации или ремонта. ™
Значение давления гидравлического или пневматического
испытания определяют в соответствии с Правилами АЭУ.
2.4. Затяг шпилек — нагружение элементов оборудования или
трубопроводов, вызванное затягом шпилек или болтов.
2,?1"ТГуск ^Ък^шг7ата1щ^н1ши~рё"жим, в процессе которого
^значений до значений, соответствующих стационарному ре-
»*F?MZl 5^ "пуске температура "и внешние" нагрузки могут
превышать значения, ^
2.?. _^ационарный_р?жим — эксплуатационный режим, при
котором внешние нагру зки ~й температура ост аются постоян-
н^ш1В^предё11ах~Т5% номинальных значении!
ТТГРаоота"системы аварийной защиты — эксплуатационный
режим, при котором вследствие срабатывания системы аварий-
аварийной защиты по причинам, не связанным с режимами ННУЭ
и возникновением режима АС, происходит изменение тем-
температур и внешних нагрузок (в сторону как повышения, так;
и понижения) от их значений при стационарном режиме, пуске

или остановке до соответствующих промежуточных значений (в
частном случае до атмосферных давления и температуры).
2.8.	Изменение мощности реактора—эксплуатационный ре-
режим, при котором происходит переход с одного стационарного
режима работы реактора на другой (за исключением режимов
пуска и остановки).
2.9.	Остановка—эксплуатационный режим, при котором
температура и внешние нагрузки изменяются от значений
параметров любого из эксплуатационных режимов до началь-
начальных значений параметров при режиме пуска.
2.10.	Определение режима НУЭ— см. приложение 1 к Прави-
Правилам АЭУ.
2.11.	Определение режима ННУЭ — см. приложение 1 к Пра-
Правилам АЭУ.
2.12.	Определение режима АС — см. приложение 1 к Пра-
Правилам АЭУ.
2JjL_JiS5, изменения напряжений—изменение напряжений
от__исходного^ значения __с	переходом через максимальное
и минимальное ал?еб]р^ичНскиё~"значения до исходного.
_ 2Т47Т1олуцикл изменения напряжений — изменение напря-
жений_от_ максимального (минимального!" значения до мини-
jvraiibHoro_(максимальногр]> значшия_в__?^сс}^тшвжмом_]^Ю1е.
2.15.	Размах напряжений—разность максимального и _ми-
нимального напряжений в "процессе одногЪ цйкта_ йзме1Ш1ия"
напряжений^
2.16.	Максимальное (минимальное) напряжение цикла —
максимальное (минимальное) алгебраическое значение напря-
напряжении для одного цикла их изменения.
2.17.	Рабочий ресурс — суммарное время стационарных и пе-
переходных эксплуатационных режимов, включая режимы
ННУЭ и АС.
1
^действием механических нагрузок^ нормальныё~1с рассматри-
ё^Т^^ййГ^Ъ" псГвсёму ^§ё^
"
^^^
^г5ёднему^значению_11апряженийв данном сечении.
2.19. jJjui — MeC5biemi!?§M§ESS5b!? напряжения, вызываемые
jjeHCTBHe^\j^xaHH4ecjor?_jiar2y30Kj "Иёмбранные напряжения
относят к категории местных, если размеры зоны, в пределах
которой напряжения превосходят 1,1 [а], не превышают
0,7^/pjs^cj и эта зона расположена не ближе чем на
1,7у/D(s—с) к другой области, где напряжения превышают [а].
1^06 изгибные напряжения, вызываемые дейст-
jffleM давления и механических нагрузок,
_максимального положительного__значения_ до минимального
отрицательного значения ""по" всещГ сеч~ению*"~й"~прйводящиё
_к~ 'изгибу корпуса сосуда или" трубопровода в целом.

2.21.	abL—местные изгибные напряжения, вызываемые
действием краевых сил и моментов от механических нагрузок.
2.22.	ат—общие температурные напряжения, возникающие
от неравномерного распределения температур по объему эле-
элемента или из-за различия коэффициентов линейного расширения
материалов, приводящие в предельном случае к недопустимым
остаточным изменениям формы и размеров конструкции.
2.23.	aTL—местные температурные напряжения, возникаю-
возникающие от неравномерного распределения температур по объему
элемента или из-за различия коэффициентов линейного расши-
расширения материалов, которые не могут вызывать недопустимых
остаточных изменений формы и размеров конструкции.
2.24.	ак — напряжения компенсации, вызываемые стеснением
свободного расширения трубопроводов или труб. В число этих
напряжений входят напряжения растяжения или сжатия акт,
изгиба акЬ, кручения xKS.
2.25.	amw—средние напряжения растяжения по сечению
болта или шпильки, вызываемые механическими нагрузками (с
учетом или без учета затяга).
2.26.	xsw — напряжения кручения в болтах и шпильках.
2.27.	(а)г — группа приведенных напряжений, определяемая
по составляющим общих мембранных напряжений.
2.28.	(аJ—группа приведенных напряжений, определяемая
по суммам составляющих общих или местных мембранных и
общих изгибных напряжений.
2.29.	(стKи, — группа приведенных напряжений, определяемая
как сумма средних по сечению болта или шпильки напряжений
растяжения, вызываемых механическими нагрузками, включая
усилие затяга, и температурными воздействиями.
2.30.	(aLw — группа приведенных напряжений от механи-
механических и температурных воздействий, включая усилие затяга,
определяемая по составляющим напряжений растяжения, изгиба
и кручения в болтах и шпильках.
2.31.	(osI — группа приведенных напряжений от механи-
механических нагрузок и сейсмических воздействий, определяемая по
составляющим общих мембранных напряжений.
2.32.	(asJ — группа приведенных напряжений от механи-
механических нагрузок и сейсмических воздействий, определяемая по
составляющим мембранных и общих изгибных напряжений.
2.33.	(crs)mw — группа приведенных напряжений, определяемая
по суммам средних по сечению болта или шпильки напряжений
растяжения, вызываемых механическими нагрузками и сейсми-
сейсмическими воздействиями.
2.34.	(asLw — группа приведенных напряжений от механи-
механических нагрузок, температурных и сейсмических воздействий,
определяемая по составляющим напряжений растяжения, изгиба
и кручения в болтах или шпильках.
20

2.35.	(o)RV—максимальный размах приведенных напряже-
напряжений, определяемых по суммам составляющих общих или
местных мембранных, общих и местных изгибных, общих
температурных напряжений и напряжений компенсации в
оборудовании.
2.36.	(o)RK — максимальный размах приведенных напряже-
напряжений, определяемых по суммам составляющих общих или
местных мембранных, общих и местных изгибных, общих
температурных напряжений и напряжений компенсации в
трубопроводах.
2.37.	(aaF)v — амплитуда приведенных напряжений, опреде-
определяемых по суммам составляющих общих или местных мем-
мембранных, общих и местных изгибных, общих и местных
температурных напряжений и напряжений компенсации с
учетом концентрации напряжений в оборудовании.
2.38.	(oaF)K — амплитуда приведенных напряжений, опреде-
определяемых по суммам составляющих общих или местных
мембранных, общих и местных изгибных, общих и местных
температурных напряжений и напряжений компенсации с
учетом концентрации напряжений в трубопроводах.
2.39.	(oaF)w — амплитуда приведенных напряжений, оп-
определяемых по суммам составляющих средних напряжений
по сечению болта или шпильки, вызванных механическими
и температурными воздействиями, напряжений изгиба, круче-
кручения и температурных напряжений с учетом концентрации
напряжений.
3. ДОПУСКАЕМЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ, УСЛОВИЯ ПРОЧНОСТИ
И УСТОЙЧИВОСТИ
3.1. Номинальные допускаемые напряжения определяют по
JSJ^^EKIclLIKJM_-.MjtlePHa?^-. ПРЖ. РаС1*етнои температуре.
зГЗГНоминальные допускаемые напряжения для элементов с
расчетной температурой, равной Tt или ниже ее, рассчитывают
по пределу текучести и временному сопротивлению.
Для элементов с расчетной температурой выше температуры
Tt номинальные ^(опускаемые_ напряжения рассчитывают по
^рёделу^тёкучёсти, ^рё\юнном^][]со5ро^гиш1ению и пределу
_длйте льно"й~~прбчности.
3.3. Температура Т, равна:
1)	для алюминиевых и титановых сплавов 293 К B0° С);
2)	для циркониевых сплавов 523 К B50° С);
w_ высокохромистых сталей 623 К C50° С);
4} ДД? ¦¦¦КОР2??ИОЛ1!?ГС1Р™ИЗС сталей аУс:тениТного
жаропрочных 'хром"ом'олй5денованадиевых сталей и железони-
келевых' сплавов 25ТС D50а""СТ-

3 4. Номинальное допускаемое напряжение для элементов
обо'рудования'и* т"рур"опроводов,"нагруже"нных давлением, при-
принимают минимальным из следующих значений:
[о] = тт{Щ/пт; /?Jo,2/«o,2; Rl,/nmt}.
Для элементов оборудования и трубопроводов, нагруженных
внутренним давлением,
ят = 2,6; п0 2 = 1,5; nmt=l,5.
Для элементов оборудования и трубопроводов, нагруженных
наружным давлением, превышающим внутреннее,
пт = 2,6; ио>2 = 2; пт = 2.
Окончательную проверку на устойчивость и корректировку
(при необходимости) определенных по настоящему разделу
толщин стенок, нагруженных наружным давлением, превышаю-
превышающим внутреннее, проводят в соответствии с разд. 5.5.
3;5:__йюми1ял^ш)?_^](опускаемое__ напряжение в болтах или
Г1шштьках~"от~давления и~усилий~ затяга"определяют как
где по,2 = 2.
Дополнительно в болтах и шпильках, температура которых
превышает температуру Tt по разд. 3.2, устанавливают номи-
номинальные допускаемые напряжения от давления как
где ятг = 3.
3.6.	Для корпусов страховочных и защитных оболочек
номинальные допускаемые напряжения
[u]c = mm{Rl/nm, RJ0,2/«o,2},
где «m= 1,85; ио,2 = 1,07.
3.7.	При определении номинальных допускаемых напряже-
напряжений значения кратковременных или длительных механических
характеристик принимают по данным "государственных или
отраслевых стандартов (ГОСТ или ОСТ) или технических
условий (ТУ). При отсутствии в этих документах необходимых
данных следует руководствоваться данными, приведенными в
табл. П1.1 или П1.4.
3.8.	При температурах, превышающих Tt, при заданном
ограничении "ф^ШГ'^^ШШ^йШТШ^Ш^^^^^^^
по пределу пшЬу_че?™-Жл.- В случае отсутствия в ГОСТ, ОСТ
"или ТУ сведении по пределам ползучести допускается их
определение по изохронным кривым, приведенным для ряда
материалов в приложении 6.
Коэффициент запаса по пределу ползучести Rjt принимают
равным единице.
22

эксплуатация конструкции" включает ~ два~~и более" р'ежимов'
нагружения, отличающихся по температуре или нагрузке,
основные_размерь! должны удовлетворять _У^ловию__прочности
до накопленному длительному статическому^ повреждению"
где tt— продолжительность работы на г-м режиме нагружения;
[?];—допускаемое время нагружения, соответствующее пределу
длительной прочности Rllt = nmtal (значения Rtt могут быть
приняты по табл. 4 приложения 1); а, — напряжение г'-го ре-
режима.
3.10.	Для стальньк отливок, необходимь1?__данные___дл_я
котЪрых" отсутста^~1в'*"государ*ств^ё1Еь1х' 'и"лй~"отраслёвых стан-
дартах, "технических условиях "или" в табл. Гприложения 1,
значения предела текучести и временного сопротивления при-
принимают равными: 85% значения, приведенного в табл. 1 для
одноименной марки катаной или "кованой стали, "если отливки
подвергаются 100%-ному ультразвуковому или радиографи-
радиографическому контролю; 75% указанных выше значений — для ос-
остальных отливок.	- - - _ .
3.11.	При контакте элеме^тов_конст2укций с натрием реак-
реакторной: „чистоты в расчетах используют "расчетные "значения
механических характеристик определяемые умножением зна-
чений Rl,, RjoJ2j^m2Rit ^К9ЭФФИЦ115Ш51И.Ж?1!Й5_ Па.
зависящий от типа матерйала^тёмпёратуры и длительности
л^атации^
При выполнении расчета по выбору основных размеров и
проведении поверочного расчета для сталей перлитного класса
коэффициент снижения определяют по формуле
где 1гс — толщина поверхностного слоя стали, обезуглерожен-
ного на 30%.
Значение hc определяют по данным технических условий на
изделие. Для сталей марок 12Х2М, 12Х2М1ФБ допускается
определять hc в порядке, указанном ниже.
На верхнем графике рис. 3.1 или 3.2 определяют точку,
соответствующую заданным расчетным температуре Т и време-
времени эксплуатации t, вертикаль от этой точки в пересечении с
кривой нижнего графика определяет точку и соответствующее
значение hc на оси ординат этого графика по горизонтали от
полученной точки. Другой способ сводится к вычислению х по
приведенным на рис. 3.1 или 3.2 формулам и определению по х
значения hc, пользуясь только нижним графиком.
23

773E00)
ft с,мм
"i
T,K(°Z)
723(Vt>)
\
\
. -
S
\
\
\
\
3,0 <t,0 5,0 6,0 7,0 x
Щ5В0)
Ьс,мм
10"
a
в
s
>
4
s
s
N
5,0 5,5 6,0 6,5
7,0
Рис. 3.1. Диаграмма обезуглсрожива- Рис. 3.2. Диаграмма обезуглерожива-
обезуглероживания стали марки 12Х2М в жидком ния стали марки 12Х2М1ФБ в жидком
натрии, х = 7000/Г=1е/ (Т в К)	натрии, x = 8650/r.= !g? (T в К)
При расчете по выбору основных размеров и поверочном
расчете деталей с толщиной стенки более 1 мм и времени
эксплуатации не более 2-105ч принимают:
для коррозионно-стойких сталей аустенитного класса с
содержанием никеля до 15% при 2X823 К E50° С) r\t= 1 и при
823 К E50° С)<7Х973 К G00 С) т\, = 0,9;
для железоникелевых сплавов при 7X873 К F00" С) Лг = 0,9
и при 873 К F00° С) < 7X973 К G00° С) л, = 0,8.
4. РАСЧЕТ ПО ВЫБОРУ ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ
4.1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
4.1.1. При выполнении расчета по выбору основных разме-
размеров ?ас_четньши ^грузками являются расчетное давление и
24

уо!ли?__затяга	болтов_ и.___„шпилек- При расчете фланцев.
гидроиспы тания.
~^~4\1.. При определении расчетной толщины стенки толщину
антикоррозионного наплавленного или плакирующего защитно-
защитного слоя не учитывают.
4.1.3.	Суммарную прибавку к расчетной толщине элемента
конструкции определяют как
с = с1+с2, где с1=с11+с12.
4.1.4.	Прибавка с2 учитывает коррозионное влияние ра-
рабочей среды на материал элементов конструкции в экс-
эксплуатационных условиях. Значения этой прибавки определяют
по габл. 4.1.
В случаях, не указанных в табл. 4.1, значение прибав-
прибавки с2 устанавливается проектной (конструкторской) орга-
организацией с учетом скорости коррозии и времени эксплуата-
эксплуатации.
_Пр_и _дв^стрроннем__контакте с
рини^аьт^^ммагзной.
^Прибавку си определяют по конструкторской доку-
документации и принимают равной отрицательному допуску на
толщину стенки.
4.1.6.	Прибавка с12 является технологической, предназна-
предназначенной для компенсации возможного у гонения полуфабриката
при изготовлении. Значение этой прибавки устанавливается
проектной (конструкторской) организацией по согласованию с
предприятием-изготовителем и должно указываться в рабочей
документации. Прибавку с12 npTT^ac^TF~K^eir~5pny^K^eTci
определять по приложению 11.
4.1.7.	При необходимости выполнения расчета готового
изделия следует использовать фактическую толщину стенки
I 2 ¦
Толщину стенки (sf — c2) для цилиндрических и конических
элементов конструкций принимают равной среднему значению
четырех измерений толщины стенки по концам двух взаимно
перпендикулярных диаметров в одном сечении при числе
проверяемых сечений не менее одного на каждые 2 м длины. Для
круглых плоских днищ и крышек измерения проводят в центре
и в четырех точках по окружности в двух взаимно перпенди-
перпендикулярных направлениях и среднее значение принимают равным
Для эллиптических и полусферических элементов конструк-
конструкций измерения проводят в центре и в четырех точках по концам
наибольших двух взаимно перпендикулярных диаметров и
среднее значение принимают равным sf.
25

Таблица 4.1. Значение прибавки
Материал и его свар-
сварные соединения
Коррозионно-
стойкие сплавы
аустенитного
класса
Стали перлит-
перлитного класса
Высокохромис-
Высокохромистые стали
Циркониевые
сплавы
Условия эксплуатации материала
в стационарном режиме
Вода и пароводяная смесь, насыщенный
пар до 623 К C50° С)
Вода, 313—433 К D0—160° С)
Вода, 433—543 К A60—270° С)
Вода, до 623 К C50° С), рН = 8-10
Насыщенный пар до 573 К C00° С)
Перегретый пар
Вода и насыщенный пар до 558 К
B85° С)
Вода и пароводяная смесь до 558 К
B85° С), реакторная среда (смесь гелия
с азотом, до 1% влаги по массе)
Прибавка с2, мм,
за время эксплуа-
эксплуатации 30 лет
0,1
0,3
1,2
1,0
1,0
0,5
0,1
0,1
Если элемент имеет местное утонение, возникающее при
изготовлении (штамповка днищ, гибка труб и др.) или
вследствие коррозии, то значение фактической толщины стенки
устанавливают в зависимости от расположения и размеров
утоненного участка.
4.1.8. Для элементов, не указанных в разд. 4, или если
нарушается предел применимости приведенных формул, выбор
основных размеров проводят по методикам, которые должны
быть в каждом конкретном случае согласованы с организацией,
определяемой Госатомэнергонадзором СССР.
4.2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТОЛЩИН СТЕНОК ЭЛЕМЕНТОВ
ОБОРУДОВАНИЯ И ТРУБОПРОВОДОВ
4.2.1. Цилиндрические, конические обечайки сосудов и выпук-
выпуклые днища, работающие под внутренним или наружным
давлением.
4.2.1.1. Расчетную толщину стенки определяют по формуле
pDm3
1
Значения коэффициентов /и15 т2, тъ и пределы примени-
применимости формул приведены в табл. 4.2. ,
26

Таблица 4.2. Значения коэффициентов т1, т2, Щ и пределы применимости
формул
Величина
т,
т2
тъ
Преде-
Пределы при-
мени-
менимости
Цилиндри-
Цилиндрическая обе-
обечайка
(рис 4.1)
2
1
1
Коническая обечайка
(рис. 4 2)
2
cos a
1
0,005^	sgO,l; а^45°;
// s — c\s — с
-2 / 1+	 	х
sin а
Эллиптическое
или торосфери-
ческое днище
(рис 4.3)
4
1
D/BH)
0,0025^
s—c
0,2^—^0,5
Полусферическое
днище (рис. 4 4)
4
1
1
0,0025 ^
S— С
Рис. 4.1. Цилиндрическая обечайка	Рис. 4.2. Коническая обечайка
Рис. 4.3. Эллиптическое или торосфе- Рис. 4.4. Полусферическое днище
рическое днище
27

4.2.1.2. Принимаемая номинальная толщина стенки должна
удовлетворять условию
4.2.1.3. Допускаемое давление при проектировании и после
изготовления сосудов определяют по формулам:
при проектировании
г -1 (ч-с)т1т2д>[а]
LjPJ Bm3+(s-c)m2 '
после изготовления
L J Dm3+{sf-c2)m2 '
4.2.2. Цилиндрические коллекторы, штуцера, трубы и колена.
4.2.2.1. Расчетную толщину стенки цилиндрического коллек-
коллектора, штуцера и трубы определяют по формуле
R 2cp[a]+/
Эта формула применима при (я — с)/Д, ^ 0,25.
4.2.2.2.	Принимаемая номинальная толщина стенки ци-
цилиндрического коллектора, штуцера и трубы должна удовлет-
удовлетворять условию п. 4.2.1.2.
4.2.2.3.	Для колен, работающих под внутренним давлением,
с отношением RJDa^\ (рис. 4.5) расчетную толщину стенки
определяют по формулам:
для внешней стороны колена
SR1
2q> [>]+
для внутренней стороны колена
°кг 2Ф[а]+/
для средней части колена (в сечении А—А +15° от
нейтральной линии колена)
°*3 2q> [>]+,'
где Кг, К2, К3—торовые коэффициенты; Yt, Y2, Y3—коэффи-
Y3—коэффициенты формы.
4.2.2.4. Номинальная толщина стенки колена
28

Рис 4 5 Колено
4.2.2.5.	Торовые коэффициенты вычисляют по формулам
^1 = Di?s + Z)a)/Di?s + 2ZH); K2 = DRs-Da)/DRs-2Da); K3 = l.
4.2.2.6.	Для колен, расчетная температура стенки которых не
превышает 623 К C50° С)—для углеродистых и кремнемарган-
цовистых сталей, 673 К D00° С) — для хромомолибденованадие-
вых сталей, 723 К D50° С) для коррозионно-стойких сталей
аустенитного класса, коэффициенты формы определяют по
формулам
У3 = 0,12П +
Для колен из тех же сталей, но при температуре стенки не
менее 673 К D00° С), 723 К D50° С) и 798 К E25° С) соот-
соответственно коэффициент формы определяют по формулам
У! = 0,4A +^/1+0,01500/6);
У3 = 0,4A +^/\+0,0\5а/Ь),
овальность поперечного сечения колена, определяемая
где а
согласно Правилам, %; Ь =
Для колен, расчетная температура которых находится между
указанными выше значениями, коэффициенты У1; У2, У3
определяют линейным интерполированием в зависимости от
значения температуры. При этом в качестве опорных прини-
29

мают значения коэффициентов, соответствующие указанным
граничным температурам.
Если же полученные значения коэффициентов Yl9 Y2, Y3
меньше единицы, их следует принимать равными единице.
При Ь<О,ОЗ значения коэффициентов Yx, Y2, Y3 принимают
равными значению, полученному при & = 0,03. Если вычисленное
значение q > 1, то принимают q = 1.
4.2.2.7.	Значение sR + c допускается округлять в меньшую
сторону на значение, не превышающее 3% номинальной
толщины стенки.
4.2.2.8.	На концах труб, растачиваемых под стыковую
сварку, допускается утонение стенки на 10% расчетной толщи-
толщины при условии, что суммарная длина расточенного участка не
будет превышать меньшее из значений 5s R или 0,5Z>o.
4.2.2.9.	Допускаемое давление для цилиндрического коллек-
коллектора, штуцера, трубы и колена определяют по формулам:
при проектировании
Ш KDa-(s-c)'
после изготовления
iPl KDa-{sf-c2)-
Коэффициент К принимают: для цилиндрического коллек-
коллектора, штуцера и трубы К=\; для колена K=tnax{KlY1; K2Y2;
KY}
33}
4.2 3. Круглые плоские днища и крышки.
4.2 3.1. Расчетную толщину круглых плоских днищ и крышек
(табл. 4.3), работающих под внутренним и наружным давлени-
давлениями, определяют по формуле
Эта формула применима при условии
4.2.3.2. Номинальная толщина круглых плоских днищ
и крышек, работающих под внутренним и наружным давлени-
давлениями, должна удовлетворять условию
4.2.3.3. Во всех случаях присоединения плоского круглого
днища к обечайке толщина днища должна быть равна или
больше толщины обечайки, рассчитанной по формуле п. 4.2.1.2.
30

Таблица 43 Значения расчетного диаметра DR и коэффициента Ко
зависимости от схемы соединения
Схема соединения
Расчетный
диаметр
0,53
G7
,?
/А
//
'Г
1
/
1 j
—H
0,44
0,47
0,47
0,6
0,45

4.2.3.4. Значения коэффициента КА в формуле п. 4.2.3.1
определяют в зависимости от конструкции днищ и крышек по
формуле
К4 = К0х,
где коэффициент Ко принимается в соответствии с табл. 4.3.
Коэффициент х, учитывающий жесткость соединения плос-
плоского днища с цилиндрической обечайкой, определяют по
формуле
* = 0,5+
/о,25?ф^Щ
V	5 B[о]2-/>)
(если при расчете значение %<0,76. то принимается х = 0,76), где
[а]х. [а]2 — номинальные допускаемые напряжения для мате-
материалов днища и цилиндрической обечайки соответственно.
Для крышек принимают x=l,0.
Указанный в табл. 4.3 радиус закругления г принимают в
соответствии с конструкторской документацией.
4.2.3.5. Толщина s2 для типов соединений 3 и 5 (габл. 4.3)
должна удовлетворять условию
Для типа соединения 4 (шбл. 4.3)
^0,75^.
4.2.3.6. Допускаемое давление при проектировании и после
изготовления круглых днищ и крышек, работающих под
внутренним и наружным давлениями, определяют по фор-
формулам:
при проектировании
после изгот овления
4.3. КОЭФФИЦИЕНТЫ СНИЖЕНИЯ ПРОЧНОСТИ
И УКРЕПЛЕНИЕ ОТВЕРСТИЙ
4.3.1. Снижение прочности одиночным отверстием.
4.3.1.1. Одиночным отверстием считают отщэстте' кромка
которог<У'3?дШма'ТГг~к^
ной поверхности на"~^аБст1>яш1е~~оолее 2y/~Dm(s — c).
32

Если номинальным является наружный диаметр, то средний
диаметр
где Вк — расстояние от точки пересечения продольных осей
отверстия или штуцера с осью оболочки до условной точки
пересечения продольной оси отверстия с внутренней образую-
образующей детали (см., например, рис. 4.2). Если номинальным
является внутренний диаметр, то
Dm = D+s.
4.3.1.2.	Н?У^?п?егшым_ отверстием считают отверстие, не
имеющее укрепления в_ виде штуцера	с_толщшюй_ стенки^
превышающей необходимую по расчету на расчетное давление;
приварной накладки; местного утолщения оболочки вокруг
отверстия или отбортованного воротника (высаженной горлови-
горловины), а также отверстие, в котором развальцовываются трубы.
4.3.1.3.	Коэффициент снижения прочности цилиндрической,
конической и сферической оболочек или выпуклого днища,
ослабленных неукрепленным одиночным отверстием, определя-
определяют по формуле
Если вычисленное значение q>d>l, то принимают (pd=l.
Для плоских днищ и крышек
4d l+d/DR + (d/DRJ-
Диаметр отверстий d в расчетах принимают:
1)	для круглых отверстий под развальцовку труб, под
приварку штуцеров к поверхности оболочки и для отверстий,
закрываемых крышкой,— равным диаметру отверстий в обе-
обечайках:
2)	для некруглых отверстий с отношением размеров по осям
симметрии не более 2:1 — равным наибольшему размеру в свету
в продольном направлении для отверстий в цилиндрических и
конических оболочках и равным наибольшему размеру в свету в
каждом направлении для сферических оболочек и выпуклых
днищ;
3)	для круглых отверстий с пропущенным штуцером, со-
соединенным с оболочкой сварным швом с полным проплав-
лением стенки оболочки,— равным внутреннему диаметру шту-
штуцера;
33
2-629

I
/
/
У////Л
Ж
V,
Рис 4 6 Схема определения условного Рис 4 7 Схема определения условного
диаметра отверстия для ступенчатого диаметра отверстия в тройнике с
отверстия	отбортованным воротником
4) для отверстий с разными диаметрами по толщине
стенки—равным условному диаметру, определенному по фор-
формуле
(l 22 33)/
где dx, d2, d3, st, s2, s3, s показаны на рис. 4.6;
^5) для тройников с отбортованным воротником (высажен-
(высаженной горловиной) — равным условному диаметру, определяемо-
определяемому по формуле
d=dl+Q,5r,
где dt, r—размеры, показанные на рис. 4.7.
Значение диаметра DR принимают в зависимости от кон-
конструкции днищ и крышек в соответствии с табл. 4.3.
4.3.1.4. Наибольший допускаемый диаметр неукрепленного
одиночного отверстия в оболочках определяют по формуле
где
\<Po jv my >'
™ mim2 (s-c)[o] ¦
Значения коэффициентов ти т2, т3 для оболочек и днищ"
приведены в табл. 4.2.
4.3.1.5. Если^иаметр отв?рстия d превышает допустимый
диаметр d^ "определенный""поформуле п.~43.ТТ47" то такое
отверстие необходимо укрепить с помощью утолщеннь1х_шту1^:"
ров, приварных накладок, местного утолщения оболочкй~вокруг
_отверстия или комбинируя___указанные способы. При этом
"площадь сечений укрепляющих~элём?нтов~~прйнимают равной
сумме площадей поперечных сечений штуцеров и накладок,
используемых для укреплений, а также наплавленного металла
34

приварки, т. е.
^А = АС+А„+А„,
где Ас, А„, Aw — площади сечений укрепляющего штуцера,
приварной накладки и сварных соединений соответственно.
4.3.1.6. Площадь сечений укрепляющих элементов должна
удовлетворять условию
Если же для укрепления отверстия использование указанных
выше способов недостаточно или использование их нерацио-
нерационально по конструктивным соображениям, толщину стенки
оболочки следует увеличить, что приведет к соответствующим
изменениям (р0 и d0 и уменьшению необходимой для укрепления
площади YA-
Утолщение оболочки вокруг отверстия (вварка седловины в
цилиндрическую оболочку) следует рассматривать при опре-
определении площади укрепления как накладку.
4.3.1.7. Коэффициент снижения прочности стенки цилиндри-
цилиндрической, конической и сферической оболочек или выпуклого
днища, ослабленных одиночным укрепленным отверстием,
определяют по формуле
где (pd—коэффициент, определяемый по формуле п. 4.3.1.3.
4.3.1.8. При необходимости укрепления одиночного от-
отверстия до заданного значения коэффициента снижения проч-
прочности (р площадь укрепляющих элементов сечения может быть
определена без вычисления допускаемого диаметра отверстия
согласно условию
где q>d — коэффициент, определенный по формуле п. 4.3.1.3.
4.3.1.9. Если укрепляющий элемент изготавливается из
^^	|щ~отног5ение номинальных
.S?Mjbix._H_an^^	^yKpaff-
_ляющёго "элемента.""
"Более высокое ""значение [а] у материала укрепляющего
элемента по сравнению с [а] для материала оболочки в расчете
не учитывают.
4.3.1.10. Площадь сечения укрепляющего штуцера (рис. 4.8)
определяют:
35

Рис. 4.8. Схема укрепляющих сечений
Рис. 4.9. Схема швов приварной на-
накладки
для участка, расположенного снаружи оболочки (днища),
Ас — 2/гс (sc — sOc — сс);
для участка, расположенного внутри оболочки (днища),
Ac = 2hc(sc-cc).
В последнем случае прибавку на коррозию учитывают по
наружной и внутренней поверхностям штуцера.
Схемы укрепляющих сечений и швов приварной накладки
приведены на рис. 4.8 и 4.9.
4.3.1.11. Высоту укрепляющего участка штуцера принимают
по рис. 4.8, но не более
К = -J{dac — sc + cc) (sc — сё).
4.3.1.12.	Номинальные толщины стенок обечайки и штуцера
s и sc определяют соответственно по пп. 4.2.1 и 4.2.2.
Минимальные расчетные толщины стенок обечайки и штуцера
$0 и sOc определяют по тем же формулам при (pd = 1 и с = 0.
Номинальная толщина стенки штуцера должна быть не
более номинальной толщины стенки обечайки.
4.3.1.13.	Площадь сечения укрепляющей приварной накладки
определяют по формуле
An = 2bnsn.
Ширину накладки Ьп принимают по рис. 4.9, но не более
bn = yj' Dm sn.
Толщину накладки ^я рекомендуется принимать не более s.
Если sn>s, то рекомендуется установить накладку снаружи ^„i и
внутри sn2 сосуда. Причем snl + sn2>2s не допускается.
36

4.3.1.14. Размеры сварных швов накладки должны удовлет-
удовлетворять условию
Da-2bn .	2,1 bnsn
Aimin+—-—A2min>—-—.
Размеры сварных швов штуцеров должны удовлетворять
условиям
Amin>2,l -f^; Amin>sc.
Площадь
одного сварного шва опреде-
	~
4.3.1.15. Приведенные в п. 4.3.1 методы расчета применимы
для определения размеров укрепляющих элементов цилиндри-
цилиндрических и конических обечаек, выпуклых и плоских днищ
с круглыми и овальными отверстиями.
Пределы применимости расчетных формул ограничиваются
соотношениями размеров, приведенными в табл. 4.4.
В табл. 4.4 DK—внутренний диаметр конической оболочки
в поперечном сечении, проходящем через отверстие.
Расчетный диаметр отверстия dR определяют по формулам:
для круглого отверстия или штуцера в поперечном сечении
обечайки
для конических обечаек в продольном сечении обечайки
dR = djcos2 ос;
для наклонных штуцеров цилиндрических обечаек и для всех
штуцеров в полусферических днищах
dR = d[cos2 у,
Таблица 4.4. Пределы применимости расчетных формул
Наименование
параметров
Отношение
диаметров
Отношение
толщины сген-
ки обечайки
или днища к
Диаметру
В цилиндрических
обечайках
D
-<0,1
D
В конических обечайках
(переходах и днищах)
dR
— «1,0
Dx
s 0,1
DK "* cos a
В эллиптических и
полусферических
днищах

Рис. 4.10. Наклонные штуцера:
а—в продольном сечении обечайки; 6—в поперечном сечеаии обечайки
где у—Угол между осью штуцера и нормалью к поверхности
обечайки или днища;
для отверстия наклонного штуцера, когда большая ось
овального отверстия составляет угол со с образующей поверх-
поверхностью обечайки (рис. 4.10),
dR = d{\+ tg2 у cos2 со);
для отверстия смещенного штуцера на эллиптическом днище
(рис. 4.11)
где расчетный внутренний диаметр эллиптического днища
определяют по формуле
' AD2-4H2) 2
1 	А 1	L v л
4.3.1.16. Приведенная методика определения площади укреп-
укрепляющих сечений применима при условиях:
1)	угол у между осью штуцера и нормалью к поверхности
оболочки не превышает 15° (рис. 4.10);
2)	для смещенных штуцеров на эллиптических и полусфе-
полусферических днищах угол у не должен превышать 45° (рис. 4.11);
38

Рис. 4.11. Смещенный штуцер на эллип-
эллиптическом днище
Рис. 4.12. Продольный ряд отверстий с
одинаковым шагом
3) расстояние от края днища до оси штуцера, измеряемое по
проекции, должно быть не менее Q,lD + d/2.
4.3.2. Снижение прочности при ослаблении рядом отверс-
отверстий.
4.3.2.1.	Используемые в формулах настоящего раздела
диаметры и шаги отверстий определяют по срединным поверх-
поверхностям оболочек.
4.3.2.2.	Под рядом отверстий понимают отверстия^ рас-
расстояние между к^омкам?~которых не превышает знатения_
4.3.2Х~Коэффициент снижения прочности при продольном
ряде отверстий с одинаковым шагом (рис. 4.12) в цилиндри-
цилиндрических и конических оболочках или ряде любого направления
в эллиптических и сферических оболочках определяют по
формуле
4.3.2.4. Коэффициент снижения прочности при окружном
(поперечном) ряде отверстий с одинаковым шагом (рис. 4.13)
в цилиндрической и конической оболочках определяют по
формуле
4.3.2.5. При шахматном расположении отверстий (рис. 4.14)
в цилиндрической и конической оболочках определяют три
значения коэффициента снижения прочности по формулам:
в продольном направлении
<pd = Ba-d)/{2a);
в окружном (поперечном) направлении
39

Рис 4 13 Поперечный ряд отверстий с
одинаковым шагом
в косом направлении
1-0,75
В качестве расчетного коэффициента снижения прочности
принимают меньшее из полученных значений по формулам
данного пункта.
4.3.2.6.	Для коридорного расположения отверстий (рис. 4.15)
значение коэффициента снижения прочности принимают наи-
наименьшим из полученных значений для продольного и попереч-
поперечного рядов отверстий.
4.3.2.7.	При неодинаковых шагах между отверстиями
(рис. 4.16) или (и) неодинаковых диаметрах отверстий коэф-
коэффициент снижения прочности (pd принимают равным наимень-
наименьшему значению коэффициентов снижения прочности для каждой
пары соседних отверстий. Ц^МШШ~ШШШ™Я принимают
ф
р	р	Ц^МШШ~ШШШ	р
_равным среднеарифметическому згшч^ию__диамет?ов_ соседних
_о"тверстйи" "в * ряду^ " ™
~ 4.3.27$. Для плоских днищ и крышек, имеющих несколько
отверстий, следует определять минимальное значение коэф-
коэффициента снижения прочности по формуле
1 +
DB
)
Максимальную сумму длин хорд отверстий ?V, в наиболее
ослабленном диаметральном сечении плоского днища или
крышки определяют в соответствии с рис. 4.17 по формуле
4.3.2.9. Если несколько одиночных отверстий располагаются
в одном направлении с рядом отверстий, принимают наимень-
наименьшее значение коэффициента снижения прочности из значений
для одиночного и ряда отверстий.
40

Рис 4 14 Шахматное расположение отверстий
Рис 4 15 Коридорное расположение отверстий
Рис 4 16 Ряд отверстий с неодинаковыми отверстиями и шагами
4.3.2.10. Если ось ряда отверстий не пересекает центр
одиночного отверстия и угол между осью ряда и прямой,
соединяющей центр этого отверстия с центром соседнего, не
превышает 15°, то при определении коэффициента снижения
прочности это отверстие относят к ряду.
41

Рис. 4.17. Днище или крышка с неоди-
неодинаковыми отверстиями и шагами
4.3.2.11.	Если ось ряда проходит через некруглое отверстие,
за диаметр этого отверстия принимают наибольший размер,
определяемый осью ряда или прямой, проходящей через центр
некруглого отверстия с отклонением от ряда на угол до 15°.
4.3.2.12.	Если каждое из отверстий, образующих ряд, имеет
различные укрепляющие элементы, коэффициент снижения
прочности такого ряда определяют как минимальное значение
для каждой пары соседних отверстий по формуле
™'d(s-cy
где <pd определяется по формулам пп. 4.3.2.3—4.3.2.5.
4.3.2.13. При необходимости укрепления отверстий в ряду до
заданного значения коэффициента снижения прочности ф
площадь сечений укрепляющих элементов определяют согласно
условию
где cpd определяется по формулам пп. 4.3.2.3—4.3.2.5.
4.3.2.14. Площадь сечений укрепляющих штуцеров для
оболочки, ослабленной рядом отверстий с различными по
размеру штуцерами, принимают:
для участка, расположенного снаружи оболочки (днища),
Ac = hcl (scl -sod -ccl ) + hc2 (sc2 -soci -cc2);
для участка, расположенного внутри оболочки (днища),
где индексы 1 и
4.3.2.15. Если р	у
коэффициент прочности определяют по формуле
42
2 относятся к двум соседним отверстиям,
ряд состоит только из двух отверстий,
ф

™ 2(l+y)-B+y)vimn'
где 9dmm — коэффициент снижения прочности для ряда отверс-
отверстий, определяемый по формулам пп. 4.3.2.2—4.3.2.5, 4.3.2.7.
Величину у определяют по формуле
4.3.2.16. При произвольной форме укрепляющих элементов или
штуцеров выбранные размеры должны удовлетворять условию
где Api—проекция площади, на которую действует давление р,
ограниченное по оси и окружности оболочки величиной
b = ^/Dm(s — с) и по оси штуцера—величиной hc, принимаемой
по п. 4.3.1.11 (рис. 4.18); Аы — площадь сечения металла наибо-
наиболее нагруженной части, ограниченная величинами Ъ и hc
(рис. 4.18).
4.3.3.1. Коэффициент "снижения прочности~стыковых, угловых
и тавровых сварных соединений cpw выбирают в зависимости от
ФмМ&.,.Ж?&Щ1-9скопичост<;ого контрюля~по~Табл. 4.5.--———-—
Для изделий из хромомолибденованадиевых и высокохро-
высокохромистых сталей до температуры 783 К E10° С) принимают cpw по
Рис. 4.18. Схема расчетных ->
площадей укрепляющих эле-
элементов
Таблица 4.5. Значения
коэффициентов снижения
прочности сварных
соединений
Объем радио-
радиографического
или ультразву-
ультразвукового конт-
контроля, %
100
50
25
Ю не менее
Максимальное
значение коэф-
коэффициента сни-
снижения прочно-
прочности cpw
1,0
0,9
0,85
0,8

табл. 4.5, а при температуре 803 К E30° С) и более cpw = 0,7
независимо от объема контроля. При расчетных температурах
от 783 К E10° С) до 803 К E30° С) значение (pw определяется
линейным интерполированием.
Если сварное соединение труб из хромомолибденованадие-
вых сталей катаных, ковано-сверленных или центробежно-литых
с механически обработанной внутренней поверхностью нагру-
нагружено изгибающими нагрузками и работает при температурах до
783 К E10° С), то независимо от объема контроля следует
принимать для катаных труб cpwl = 0,9 и механически обрабо-
обработанных центробежно-литых труб (pw2 = 1. При температуре
803 К E30° С) и более cpwi = 0,6 и 9w2 = 0,7 соответствен-
соответственно. В диапазоне температур от 783 К E10° С) до 803 К E30° С)
для определения cpwl или cpw2 допускается линейная интер-
интерполяция.
4.3.3.2.	Коэффициент снижения прочности кольцевых свар-
сварных соединений цилиндрических и конических оболочек, нагру-
нагруженных давлением, принимают равным единице.
4.3.3.3.	Если расстояние от края любого отверстия до оси
сварного шва по направлению, перпендикулярному расчетному
направлению,
Ктах{0,5y/Dm(s-c); 50 мм},
расчетный коэффициент снижения прочности определяют
как произведение коэффициента снижения прочности свар-
сварного соединения и коэффициента снижения прочности от-
отверстия
В случае, если расстояние между осью сварного шва и
кромкой ближайшего отверстия
/> min{0,5
за расчетный коэффициент снижения прочности принимают
минимальное значение cpd, фс или cpw. Для бесшовных деталей
(p = cpd или (p = (pw. Для сварных деталей, не имеющих отверстия,
4.4. ФЛАНЦЫ, НАЖИМНЫЕ КОЛЬЦА И КРЕПЕЖНЫЕ ДЕТАЛИ
Рекомендуемая методика расчета по выбору основных
размеров фланцев, нажимных колец и крепежных деталей
приведена в приложении 10.
44

5. ПОВЕРОЧНЫЙ РАСЧЕТ
5.1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
5.1.1.	Поверочный расчет проводят после выполнения рас-
расчета по выбору основных размеров рассчитываемых элементов
по их номинальным размерам.
5.1.2.	Поверочный расчет проводят с учетом всех расчетных
нагрузок и всех расчетных режимов эксплуатации. В один
расчетный режим может быть включена группа режимов, если
внешние нагрузки и температуры этих режимов не отличаются
более чем на 5% от принятых расчетных значений.
5.1.3.	Основными расчетными нагрузками являются:
внутреннее или наружное давление;
масса изделия и его содержимого;
дополнительные нагрузки (масса присоединенных изделий,
изоляции трубопроводов и т. п.);
усилия от реакции опор и трубопроводов;
температурные воздействия;
вибрационные нагрузки;
сейсмические нагрузки.
5.1.4.	Основными расчетными режимами эксплуатации
являются:
затяг болтов и шпилек;
пуск;
стационарный режим;
работа системы аварийной защиты;
изменение мощности реактора;
остановка;
гидро- или пневмоиспытание;
нарушение нормальных условий эксплуатации;
аварийная ситуация.
5.1.5.	При поверочном расчете используют физико-механи-
физико-механические свойства основного металла и сварных швов, указанные
в государственных или отраслевых стандартах или технических
условиях. В случае отсутствия в этих документах необходимых
данных допускается использовать данные, приведенные
в табл. П1.1 — П1.4 приложения 1 и приложении 6.
5.1.6.	Нормами не регламентируются методы, применяемые
Для определения расчетных нагрузок, внутренних усилий,
перемещений, напряжений и деформаций рассчитываемых эле-
элементов. Выбранный метод должен учитывать все расчетные
нагрузки для всех расчетных случаев и давать возможность
определить все необходимые расчетные группы категорий
напряжений.
Ответственность за выбор того или иного метода несет
организация, выполнявшая соответствующий расчет или экспе-
45

римент. Рекомендуемые методы расчета некоторых типовых
узлов и деталей приведены в приложении 5.
5.1.7.	При проведении поверочного расчета все напряжения в
конструкции разделяют на категории. Напряжения, относящиеся
к различным категориям, объединяют в группы категорий
напряжений, которые сопоставляют с допускаемыми напряже-
напряжениями.
5.1.8.	При проведении поверочного расчета наплавленных
или плакированных стенок напряжения в стенке и наплавке
рассматривают с учетом температурных напряжений, вызван-
вызванных разницей коэффициентов линейного расширения основного
металла и наплавки.
5.2. КЛАССИФИКАЦИЯ НАПРЯЖЕНИЙ
5.2.1.	При проведении поверочного расчета используют
следующие основные категории напряжений:
ат — общие мембранные напряжения;
amt — местные мембранные напряжения;
(уь — общие изгибные напряжения;
(jbL — местные изгибные напряжения;
ат — общие температурные напряжения;
aTL — местные температурные напряжения;
ак — напряжения компенсации;
о„ — средние напряжения растяжения по сечению болта
или шпильки, вызываемые механическими нагруз-
нагрузками.
Дополнительные категории напряжений, используемые при
проведении расчетов, входящих в состав поверочного расчета,
указаны непосредственно в соответствующих подразделах.
Для удобства проведения расчетов ниже приведены примеры
разделения напряжений по категориям.
5.2.2.	Примером напряжений, относящихся к категории
общих мембранных напряжений, являются средние напряжения
растяжения (или сжатия) по толщине стенки цилиндрической
или сферической оболочки, вызываемые действием внутреннего
или наружного давления.
5.2.3.	Примерами напряжений, относящихся к категории
местных мембранных напряжений являются:
1)	мембранные напряжения от механических нагрузок в
зонах соединения оболочек и фланцев;
2)	мембранные напряжения от механических нагрузок в
зонах присоединения патрубков и опор к сосудам.
5.2.4.	Примерами напряжений, относящихся к категории
общих изгибных напряжений, являются:
1) напряжения изгиба, вызываемые действием внешних сил и
моментов, действующих на сосуд или трубопровод в целом;
46

2)	напряжения изгиба, вызываемые действием давления на
плоские крышки;
3)	напряжения изгиба в нажимных кольцах и фланцах
разъемных соединений, вызываемые затягом болтов и шпи-
шпилек.
5.2.5.	Примерами напряжений, относящихся в категории
местных изгибных напряжений, являются:
1)	напряжения изгиба, вызванные действием давления, в
зонах соединения различных элементов (фланец и цилиндри-
цилиндрическая обечайка корпуса, соединение обечайки корпуса и днища
и т. п.);
2)	напряжения изгиба в трубопроводах в зоне присоединения
фланцев, вызванные действием затяга болтов и шпилек.
5.2.6.	Примерами напряжений, относящихся к категории
общих температурных напряжений, являются:
1)	напряжения, вызываемые осевым перепадом температур в
цилиндрической обечайке;
2)	линейная часть напряжений в элементах в зонах соедине-
соединения (фланец и цилиндрическая часть сосуда, патрубок и корпус
сосуда, трубопровод и фланец, трубная доска и присоединяемые
к ней трубы и т. п.);
3)	напряжения, вызываемые перепадом температур по тол-
толщине плоских днищ и крышек;
4)	напряжения в стыковых соединениях цилиндрических
обечаек, выполняемых из разнородных материалов.
5.2.7.	Примерами напряжений, относящихся к категории
местных температурных напряжений, являются:
1)	напряжения в центральной части длинных цилинд-
цилиндрических или сферических оболочек, вызываемые перепа-
перепадом температур по толщине стенки, за исключением ли-
линейной составляющей напряжений, указанной в 2) п. 5.2.6;
2)	напряжения на небольших участках перегрева (или охлаж-
охлаждения) в стенке сосуда или трубопровода;
3)	напряжения в антикоррозионной облицовке и других
биметаллических элементах, вызванные разностью коэффициен-
коэффициентов линейного расширения материалов.
5.2.8.	Примерами напряжений, относящихся к категории
напряжений компенсации, являются:
1)	напряжения растяжения (или сжатия), вызванные стесне-
стеснением свободного расширения трубопровода;
2)	напряжения кручения и изгиба в трубопроводах, вызван-
вызванные самокомпенсацией трубопроводов.
5.2.9.	Примерами напряжений, относящихся к категории
местных напряжений в зонах концентрации, являются напряже-
напряжения в зонах отверстий, галтелей, резьб и т. п. от тепловых и
механических усилий, определяемые с учетом коэффициента
концентрации напряжений.
47

5.2.10.	При проведении поверочного расчета определяют
напряжения каждой расчетной группы категории напряжений,
по которым определяют приведенные напряжения, сопоставляе-
сопоставляемые с соответствующими допускаемыми напряжениями.
5.2.11.	На основании анализа действующих нагрузок и тем-
температурных полей следует выбрать наиболее напряженные
области сосудов и трубопроводов, причем для различных
расчетных случаев эти области могут быть различными.
5.2.12.	Используемые при расчетах на статическую и цик-
циклическую прочность группы категорий напряжений и их
обозначения применительно к различным типам конструкций
приведены в табл. 5.1, а для рассчитываемых зон—в табл. 5.2.
5.2.13.	Наиболее типичные примеры групп категорий напря-
напряжений в конструкциях приведены в табл. 5.1.
5.3. ПОРЯДОК ОПРЕДЕЛЕНИЯ НАПРЯЖЕНИЙ
5.3.1.	На основе анализа условий эксплуатации элементов
конструкции устанавливается типовая физически возможная
последовательность эксплуатационных режимов работы и на-
гружения, включая условия испытаний и нарушения нормаль-
нормальных условий эксплуатации. Режимы работы и нагружения,
осуществляемые между пуском и остановом, например сра-
срабатывание аварийной защиты, следует располагать между
указанными режимами.
5.3.2.	Для наиболее нагруженных областей элемента кон-
конструкции упругим расчетом определяются значения шести
составляющих напряжений без учета концентрации для приня-
принятой системы координат (декартовой, цилиндрической или
сферической) и принятой последовательности по времени
режимов работы "и нагружения.
По шести составляющим напряженного состояния опреде-
определяются значения главных напряжений. Наибольшему главному
напряжению присваивают индекс i, а двум другим—индексы/,
к (а1 > а} > ак), фиксируя таким образом главные площадки.
5.3.3.	На выбранных зафиксированных главных площадках
для всей принятой последовательности по времени режимов
работы и нагружения определяются зависимости изменения
главных напряжений av ar ак.
5.3.4.	Значения приведенных напряжений (а) определяются для
моментов времени ^, t2, • • ¦, tt, ..., tm, где увеличение (уменьше-
(уменьшение) абсолютного значения любой из составляющих главных на-
напряжений сменяется их уменьшением (увеличением) по формулам
1
E.1)

з s
.2 ?
^ u ?5 ?S
5 S я я
IIP
| g * s
Cf о S ID
u 3 а о
ca
к S "
s в ^
Pi
«0S.
§3
«si
Я и ^
1Г1
•IIII
< ffi о К - S
49

И SE H
1
50

Ь к
<й о
О S
o!
К о
Is
2 В

2
О о.
+ н
О й
й S Л
m к У
S81
53

si a
у 5 В
i, Я
11
54

g Я
S 2
I I
' я Я «
w S я s
ill3
4l°
55

+ 3
a g-
|[
% н
Й 5
3l
57

При упругом нагружении для начального tx и конечного tm
моментов времени а; = а^ = аЛ = 0 или равняются постоянному
напряжению, например от веса.
5.3.5.	Определение напряжений аналитическими методами,
например по теории оболочек, осуществляется в указанной в
пп. 5.3.1—5.3.4 последовательности; . определение__напр_яжений
числетными_ методами	в^упруго^^бластаг^^в^^лед^тощё^
порядке:
1)	определяется зависимость местных напряжений для
принятой последовательности режимов работы и нагруже-
ния;
2)	выделяются номинальные напряжения от механических и
тепловых нагрузок;
3)	определяются приведенные напряжения.
5.3.6.	Размах напряжений (ст)дг или (o)RK определяется при
поверочном расчете на статическую прочность по графикам
изменений приведенных напряжений (ст)у, (а)д, (a)if[ для всего
процесса изменения напряжений и выбирается как наибольшее
из следующих значений:
{(а)як или (а)дк}=тах ¦< (а)д>тах-(а)Аш1п >, E.2)
где (а)и тах, (a)j1[max, (о\к тах— алгебраически максимальные, а
(a);j,min> '(p)jk,minr (а);к,тш~алгебраически минимальные напря-
напряжения для всего процесса изменения соответствующих приве-
приведенных напряжений.
Во всех случаях упругого нагружения значения напря-
напряжений
О)у. max, (а)д шах, (а)а> шах] > 0;
5.3.7. Общий процесс изменения во времени приведенных
напряжений (a);j-, (o)jk, (<т)а представляет собой ряд последова-
последовательных полуциклов. В пределах каждого полуцикла приведен-
приведенное напряжение изменяется монотонно. Моменты времени,
определяющие концы полуциклов, обозначаются 0, 1, 2,...
¦ ' -JJ±1' ¦'т-	"'	~ " "
Тлавные напряжения а;, dp ak, распределенные в общем
случае неравномерно по площади сечения (толщине стенки)
элемента конструкции Аа, разделяются на мембранную от и
дополнительную составляющую, принимаемую в качестве из-
гибной оь, и определяются в указанные моменты времени по
формулам
58

E.4)
'1 "mj>
7k ~ Gmk-
E.5)
Приведенные местные напряжения (оь)ф (<5L)Jk, (crL)it в конце
/-го полуцикла определяют по формулам
E.6)
где K(a)ljj, K(a)jkj, K(a)ik,i—коэффициенты концентрации приве-
приведенных напряжений для напряжений (a);j-, (a)j7c, (ст)а в полуцикле
от /—1 до /.
Коэффициент K(a)ijj рассчитывается, например, по формуле
^J^wKr^-Hi)}. E-7)
Здесь Kami, Kabi, Kamj, K^bj—теоретические коэффициенты
Концентрации мембранных составляющих ami, amj и изгибных
составляющих abi, obj соответственно, определяемые экспери-
экспериментально, по справочникам или приложению 3; ца—коэффи-
ца—коэффициент, зависящий от стеснения деформаций, соответствующий
главному напряжению Gj в направлении <yt и напряжению а,-
в направлении о,. При полном стеснении ца = 0,3, а при его
59

Рис 5 1 График изменения местного приведенного напряжения
отсутствии иа = 0. Если степень стеснения нельзя определить,
то расчет выполняется при иа = 0 и ио = 0,3. При этом
коэффициент концентрации принимается большим из двух
полученных значений.
Для упрощения расчета допускается принимать Ка ы = Ка т„
Kbj = K^mj и Gmi = av amj = aj; аы = аЬ] = 0.
_5 3.8. Изменение
приведенного напряжения @^I определяется^ с_ использованием
графика изменения соответствующего прив^л?№но1а^апдяжшия
(аД. Пример графика приведен на рис. 5Л.
ьели до момента времени I напряжение (aL) находилось в
упругой области A—2 на рис. 5.1), то (aF),-=(aL);, а если в
момент времени / напряжение (oL){ находится в упругопласти-
ческой области и приобретает в этот момент наибольшее
абсолютное значение среди всех предшествующих положитель-
положительных и отрицательных напряжений (aL), то (oF)l определяют по
формуле
(af), = sign
(a
'+(ap)k, E.8)
где в данном случае (oL)h = (o,,)h = 0, а ?,= 1.
В этом случае момент времени обозначается 1Ь D = 4 и
/ь=10), а показатель упрочнения v и предел пропорциональ-
пропорциональности Rpe определяются по формулам
60

E.9)
Кр0,2
E.10)
Показатель упрочнения v допускается выбирать по табл. 5.3
в зависимости от значения RTpo,2IRli и Zr.
Таблица 53 Значение показателя упрочнения v
0,3
0,5
0,7
0,9
0,95
1,0
Z', %
10
0,29
0,21
0,11
0,05
0,02
0,00
20
0,27
0,17
0,11
0,06
0,03
0,00
30—60
0,25
0,19
0,13
0,07
0,04
0,00
При промежуточных значениях Rjoa/Rm значения v опре-
определяются линейной интерполяцией
^сл.и_5_Рас?ма1РЛ??1^м.ой зоне ^асгю^,ож^н_сварной ,moBj__TO_
^значения Rje и v принимаются для_^еталла_п1ва,_ёсли__они
Меныш^ чем для._ренрщюгр .магалда^." * ""
При температуре выше температуры Tt значение Rje опреде-
определяют по изохронной кривой деформирования за время нагруже-
ния элемента конструкции в течение рассматриваемого полуцикла.
JiSt^^2?tJlJI2j43Mji?_E9.bP.?!; JEeMSPS изменения напряже-
ний_ _от_ минимального_ ^максимального] _до ^а^сишшьного_
ЛщнймальногоУ .значения^ ГТри~расчете напряжений в процессе
пуска, выхода на'режим после какого-либо переходного режима
и работы на стационарном режиме до следующего переходного
режима при температурах выше температуры Tt необходимо
учитывать среднее время работы на стационарном режиме
Между соответствующими переходными режимами.
При температуре, превышающей температуру Tt, показатель
Упрочнения определяют по формуле

где Rjo,zt, сгг—предел текучести и напряжение, соответствую-
соответствующее упругопластической деформации ет, принимаемые по
изохронной кривой деформирования для длительности и темпе-
температуры полуцикла; e?2f—деформация, соответствующая преде-
пределу текучести Rjo,2i еТ—деформация, соответствующая ат (не
менее 2%).
Если до момента времени / хотя бы 1 раз была использована
формула E.8), то для определения напряжения (cf); рассматри-
рассматривается полуцикл /, h, где lb^h^l.
При увеличении (уменьшении) напряжения (oL) от момента
времени /— 1 до / индекс h присваивается наименьшему
(наибольшему) значению напряжения (aL). При этом значения
напряжения от (oL)h до (ст^);-1 не должны превышать (или
соответственно быть меньше) значения (а^);.
Если \(aL)i- (oL)h\^2Rje (/=7 на рис. 5.1), то (стг); опреде-
определяется по формуле
Если \(oL)i— (oL)h\>^Rpe (/=5 и /=8), то (tff), определяют
по формуле E.8), в которой коэффициент q принимается
равным 2.
При переменной в течение полуцикла температуре вычисле-
вычисление значений Rje, v проводится для максимальной и минималь-
минимальной температур полуцикла по соответствующим значениям
i?J0,2, Rm, ZT, ET. Значение Rje принимается равным полусумме
соответствующих значений при максимальной и минимальной
температурах полуцикла, а показатель v равным минимальному
из его значений в интервале температур полуцикла. Допускается
использование значений Rpe, v при максимальной температуре
полуцикла.
Показатель упрочнения v при определении его по табл. 5.3
принимается равным его минимальному значению в интервале
температур полуцикла.
Допускается принимать Rje равным i?J0,2> а показатель
упрочнения v = 0. В этом случае значение i?Jo,2 равно полусумме
пределов текучести при максимальной и минимальной темпера-
температурах полуцикла или пределу текучести при максимальной
температуре полуцикла.
Расчет по формуле E.8) допускается применять при выпол-
выполнении следующих условий:
ML	E.12)
^	E.13)
62

Рис 5 2 График изменения местного условного упругого приведенного напря-
напряжения (оу) для двух одинаковых соседних блоков напряжений (aL)
*—полуциклы между наибольшими значениями (oL)lb, ** — остальные полуциклы
Если при расчете (crf); и определении графика _его_изменения_
используется"~"хотя бы "Т^раз" „формулу "ZOLSL	1Q „_следуш__
рассмотреть последовательно два одинаковых блока изменения
напряжений (aL) (см. пример на рис 5.2). В этом случае число
Тюлуциклов (циклбв7 "каждого* тйпа~между абсолютно наиболь-
наибольшими значениями (aL)i принимают равным ожидаемому при
эксплуатации числу блоков нагружения за вычетом 1, число
остальных равно 1.
5.3.9 Местное условное упругое приведенное напряжение
(af) при использовании эффективного коэффициента концентра-
концентрации Kef определяется по формуле
Юл] + (°Л	E-14)
5.3.10. Эффективный коэффициент концентрации местного
приведенного напряжения Kej определяется при_^[сг1ьт^иях_на
усталость. _
ПГёЪметрия, состояние поверхности, номинальные напря-
напряжения и градиенты местных напряжений в зоне концентра-
концентрации испытываемого элемента, модели или образца, их ма-
материал и термообработка, условия нагружения (температу-
№> среда) должны соответствовать натурному элементу кон-
конструкции.
63

Напряжения без учета концентрации при определении Kef
не должны превышать пределы, установленные для соответ-
соответствующих категорий напряжений при расчете статической
прочности.
Применение Kef при расчете местных приведенных напряже-
напряжений должно быть согласовано со способом обработки экспери-
экспериментальных данных при его определении.
При (<7aL)^i?J02 эффективный коэффициент концентрации
напряжений определяется по формуле
Kef=l+q(Ko-l),	E.16)
где q—коэффициент чувствительности материала к концентра-
концентрации напряжений (q^l).
Если (aaL) = Ka(aa)^Rl1, то коэффициент q вычисляется по
формуле
а если Ka(aa)<R'L1, то q принимается равным q0, где q0 — коэф-
коэффициент чувствительности материала к концентрации напряже-
напряжений, определенный при амплитуде местных напряжений, равной
пределу выносливости i?Ib и выбираемый по табл. 5.4.
5.3.11. При расчете приведенных местных условных упругих
напряжений от механических и температурных нагрузок в
сварных соединениях с неполным проплавлением, выполняемых
аустенитными электродами и используемых для присоединения
элементов антикоррозионных рубашек, эффективный коэффи-
коэффициент концентрации осевых напряжений любой категории
Таблица 5.4.
RT IRr
„0,2
0,4—0,8
0,4
0,6
0,8
0,4
0,6
0,8
0,4
0,6
0,8
Значения коэффициента чувствительности материала q0
1,0
0,9
0,95
1,0
0,7
0,8
0,9
0,3
0,6
0,8
Зона концентрации напряжений в элементах
конструкций
Опорные устройства сосудов, отвер-
отверстия для шпилек крепления крышек к
корпусам сосудов, отверстия крышек и
днищ при радиусе скругления более
Трубные доски, трубные скругления.
переход от трубопроводов к фланцам
при радиусе скругления от 10 до 40 мм
Скругления в вершинах пазов и
опорных буртов при радиусе скругления
от 4 до 10 мм
Метрическая резьба шпилек, болтов,
гаек при радиусе скругления менее 1 мм
Примечание. При промежуточном значении
линейной интерполяцией.
64
значение q0 определяется

следует определять в зависимости от амплитуды изгибной Саь и
равномерно распределенной аат составляющих напряжения без
учета концентрации по формулам
Kef = 3,5 + 2,8-103 (-г^- -Ол) " (^^- - 2 ¦ 10- ^
при 2 ¦ Ю^(суа,„ч-
Kef = 3,5 при (аат + а11Ь)/ЕТ^2-10~3; oam/(oab + cam
или при стат = 0 независимо от оиЪ.
Для кольце^зь^мембранных ьап?яжений^влияние„ jcjjspj^
ffiffi 'Щ]3^етьЩаю^~Ж1Сота_^ащ1?1Х0~..Шй.а должна быть не
меньше толщины^ ?ам^й^одюшJlз._c^eJШщшмx^eJгалeй_в месте.
^^кйГ При возникновении в сварных соединениях с неполным
проплавлением пластических циклических деформаций значения
условных упругих напряжений без учета концентрации в сечении
сварного соединения необходимо определить из унругопласти-
ческого расчета.
5.3.12. Местное,_у_сл;овное _inpjroe_напряжение (aF) д^езьбе^
резьбового соединения определяется в соответствии_с_п. 5.3.8.
Напряжения (ofj рассчитываются с учетом коэффициента Ка,
определяемого для метрической резьбы, по формуле
Ка = Ks{\ +157 ^fsjR),	E.18)
где Ks — коэффициент, зависящий от типа гайки; Sz — шаг
резьбы; R— радиус закругления в основании витка.
Для стандартной гайки сжатия коэффициент Ks = 1, а для
гайки растяжения-ежа гия при длине растянутой зоны, равной
диаметру резьбовой части, Ks = 0,75.
Коэффициент Ks для промежуточных длин растянутой зоны
гайки растяжения-сжатия устанавливают линейной интерполя-
интерполяцией.
При увеличении высоты гайкн сжатия от 0,8 диаметра
резьбовой части до 1,25 и выше Ks уменьшается от 1 до 0,9.
JtlpH расчет резьбовой части шпильки, вворачиваемой jo_
Л>ланёц корпчеа. учитываемся ^^шщиё_щЖ2"^шЕшш1мШ^Ш^ё-~~
ских свойств материала шпильки и фланца. При этом при длине
ввернутой части шпильки, равний ее диаметру и более,
коэффициент KS = O,75.
В случае различия предела прочности материалов шпильки
Rmw и фланца /?„/¦ коэффициент концентрации определяется по
формуле
^«, = ^^A + l,57v/Sz7ff),	E.19)
гДе значение коэффициента Kw определяют по табл. 5.5.
65
3-62Q

Таблица
Rlj/RL
0,5
0,7
5.5
Значение
0,6
0,8
коэффициента
0,7
0,87
0,8
0,95
К„
0,9
0,95
1,0
1,0
Местное напряжение (aF) в резьбе может быть определено
с использованием эффективного коэффициента концентрации
Kef по формуле E.14) или E.15). Если напряжение (aL) не
выходит за пределы упругости, го коэффициент Kef определяет-
определяется по формуле E.16). Если напряжение (aL) выходит за пределы
упругости, то для резьбового соединения с метрической резьбой
из стали с Z7^30% при контролируемом профиле резьбы
с радиусом закругления в основании витка R допускается
принимать Кеf — Ka.
Для контролируемых метрических резьб с впадиной без
закругления из сталей с Zr>30% значение Kef=l,2Ko, где Кп —
коэффициент концентрации напряжений в резьбе с шагом
и радиусом закругления R = 0,llSz.
5.3.13. При расчете тороидальных герметизирующих ком^
пенсаторов (ТГК) допускаемое число циклов для заданных
местных условных упругих напряжений принимают минималь^
ным из двух значений, определяемых:
в месте присоединения компенсатора к массивным деталям
(крышка, корпус);
в оболочке компенсатора между местами присоединения.
Местное меридиональное напряжение в месте присоединения
определяют (при 2RH/s^5, где RH— местный наружный радиус
кривизны поперечного сечения оболочки; s—толщина стенки)
умножением меридионального напряжения на наружной поверх-
поверхности от тепловых и механических усилий, рассчитанного без
учета концентрации, как в тонкостенной оболочке, на эффектив-
эффективный коэффициент концентрации Kef.
Для оболочек из аустенитных сталей с толщиной сгенки
5^6 мм коэффициент концентрации определяют по формуле
KeJ-=\,45—0,0137?, где R--радиус сопряжения в месте присое-
присоединения, мм.
Для неплавного сопряжения (уступ до 2 мм при R^\5 мм)
значение R принимают равным нулю. При определении
кольцевых напряжений концентрация не учитывается.
На участке между местами присоединений компенсатора^
если
где As! и As2 — высота усиления стыкового сварного шва на
вогнутой и выпуклой поверхностях ТГК соответственно, изгиб-
ное меридиональное напряжение определяют умножением из-
66

гибного меридионального напряжения, рассчитанного как в
тонкостенной оболочке, на корректирующие коэффициенты
(вогнутая поверхность) и
К2 = ( 1-0,5
(выпуклая поверхность), где RM — местный внутренний радиус
кривизны поперечного сечения оболочки.
5.3.14.	При определении местных приведенных напряжений
допускается представление типовой последовательности по
времени эксплуатационных режимов работы и нагружения в
виде отдельных блоков с учетом памяти об истории нагружения
при переходе от одного блока к другому.
5.3.15.	Формирование циклов напряжений проводится таким
образом, чтобы каждый раз на трех графиках изменения
напряжений (crf)y, (aF)Jk, (aF)lk для выбранной последователь-
последовательности по времени эксплуатационных режимов работы и
нагружения из остающихся участков была получена наибольшая
возможная амплитуда местного приведенного напряжения.
По трем графикам местных приведенных напряжений уста-
устанавливается наибольшее по абсолютному значению условное
упругое напряжение (сту)тах для всего процесса изменения
напряжений.
5.4. РАСЧЕТ НА СТАТИЧЕСКУЮ ПРОЧНОСТЬ
5.4.1. При расчете на статическую прочность проверяют
выполнение условий прочности применительно к расчетным
нагрузкам, указанным в п. 5.1.3, кроме сейсмических и вибра-
вибрационных нагрузок, и ко всем эксплуатационным режимам,
указанным в п. 5.1.4.
-' 5.4.2. Напряжения, определенные при расчете на статическую
прочность элементов оборудования и трубопроводов, не должны
превышать значений, указанных в табл. 5.6. Значения [а], [ст]с и
(o]w определяют в соответствии с указаниями разд. 3.
5 443 ._Ср_едни? „напряжевия_?мятия_ н?„должны
J^^j^^ расстояние от края зоны приложения нагрузки до
свободной кромки превышает размеры зоны, на которой
действует нагрузка, допускаемые напряжения могут быть
увеличены на 25%.
5.4.4. Средние касательные напряжения, вызванные дейст-
действием механических нагрузок, не должны превышать 0,5 [а] (в
резьбах 0,25i?Jo,2)-
67

5.4.5. Средние касательные напряжения, вызванные дейст-
действием механических нагрузок и температурными воздействиями,
не должны превышать 0,65 [а] (в резьбах U,32Rjo,i)-
5 4.6. Пра гидравлических (пневматических) испытаниях при-
приведенные общие мембранные напряжения в оборудовании или
трубопроводе не должны превышать 1,35 [ст]Л|, а приведенные
напряжения, определенные по суммам составляющих общих
или местных мембранных и общих изгибных напряжения,—
1,7 [о]тн. Напряжения атк в болтах и шпильках не должны
превышать 0,7Л/о,2-
5.4.7.	При оценке статической прочности но размахам
напряжений (a)Ry или (o)RK (см. табл. 5.6) максимальные и
минимальные абсолютные значения приведенных напряжений,
входящих в определение этой категории, не должны пре-
превышать R%.
5.4.8.	Выполнение требований табл. 5.6 и п. 5.4.7 по разма-
размахам напряжении не является обязательным в тех случаях, когда
возможное при эксплуатации искажение формы конструкции,
связанное с невыполнением вышеуказанных требований, не
может повлиять на нормальную эксплуатацию рассчитываемого
узла (нет нарушения герметичности различных соединений,
отсутствует заклинивание подвижных устройств, нет недопусти-
недопустимого искажения проходных сечений, определяющих расход
теплоносителя, нет недопустимых деформаций сопряженных
деталей и т п.).
Необходимость удовлетворения требования по группам
категорий (o)Rr и (o)RK дотжна устанавливаться конструктор-
конструкторской (проектной) организацией.
5.5. РАСЧЕТ НА УСТОЙЧИВОСТЬ
5.5.1. Цилиндрические оболочки под наружным давлением.
5.5.1.1. Расчет проводят для гладких цилиндрических оболо-
оболочек, находящихся под действием всестороннею или бокового
наружного давления. При боковом давлении отсутствует давле-
давление на торцевые поверхности оболочки.
5.5 1.2. Гладкими считаются цилиндрические оболочки, на
расчетной длине которых отсутствуют подкрепленные отверстия
с диаметром, превышающим d0 (см. п. 4.3.1.4), кольцевые и
спиральные ребра жесткости или другие укрепления. Продоль-
Продольные или спиральные ребра жесткости с углом до 30 к
образующей не рассматриваются как укрепление от действия
наружного давления.
5.5.1.3. Рассматривается гладкая цилиндрическая оболочка
на расчетной длине.
Если цилиндрическая оболочка с торцов закрыта приварны-
приварными выпуклыми днищами, за расчетную длину принимают длину

горий напряжений
группы кате
Расчетные
Таблица 5.6
Расче гный случай
(режим)
Тип конструкции
!
ft! *!
^ <n
ЬЕ
ft! 8
51
3 §
1
ео^ чо^ оо
г-, 1э 1э
>. IX U
х in <
Элементы
корпусов реак-
реакторов, пароге-
парогенераторов, со-
сосудов
Ьч
б
/—
ft!
</
Г
2 ь|
Hg
ft! О
ю
о
г-, I?
НУЭ
ННУЭ
Трубопро-
Трубопроводы
!
!
;
r-Jo
НУЭ
ННУЭ
Компенси-
Компенсирующие устрой-
устройства
1
1
-Г м'Ч
| * * %
&&&
НУЭ
ННУЭ
АС*
s
с
1-Г.
шпильки
Разгерме-
Разгерметизация защи-
защищаемого обо-
оборудования или
трубопроводов
Страховоч-
Страховочные корпуса и
защитные обо-
оболочки

цилиндрической оболочки, увеличенную на длину отбортован-
отбортованного цилиндрического участка и на Нт/3 каждого днища.
Для цилиндрической оболочки, закрытой фланцевыми соеди-
соединениями или плоскими днищами, за расчетную длину принима-
принимают длину оболочки между фланцами или между плоскими
днищами.
5.5.1.4.	Формулы применены при выполнении следующих
условий:
0,005^(s-c)/Dm^0,1; Dm/L^3; a^2%,
где а=200 (Duam — DaaJ/(Dam^ + DaaJ; Da^, Dumn — максимальный
и минимальный наружные диа"метры7х измеренные в одном
поперечном сечении цилиндрической оболочки.
5.5.1.5.	Критическая длина
Lkr=l,Wn
5.5.1.6.	Критическое напряжение
для
Для DJ3<L<Lkr.
5.5.1.7. Критическое давление
5.5.1.8.	Допускаемое наружное давление
где поправочный коэффициент
Е = тЫ0 7- ——1 где ?.- р0'2
1 ' ' 1+XJ' Д	аь •
5.5.1.9.	Устойчивость цилиндрической оболочки обеспечена,
если выполняется условие
5.5.2. Цилиндрическая оболочка под действием осевой
силы.
5.5.2.1. Формулы применимы для расчета гладких цилиндри-
цилиндрических оболочек без продольных ребер жесткости.
Спиральные ребра жесткости под углом более 60° к
образующей не рассматриваются как укрепление от действия
осевой силы.
70

5.5.2.2.	Расчетную длину оболочки принимают согласно
п. 5.5.1.3.
5.5.2.3.	Формулы применимы при выполнении следующих
условий:
5.5.2.4.	Расчетное осевое напряжение сжатия
_ F
Cc~nDm(s-c)'
5.5.2.5.	Для определения значения допускаемого напряжения
находят два значения критического напряжения:
напряжение первою рода —из условия общей потери устой-
устойчивости цилиндрического элемента как длинного стержня;
напряжение второго рода — из условия местной потери
устойчивости цилиндрической тонкостенной оболочки.
5.5.2.6.	Критическое напряжение первого рода
где г] = 1, если оба конца цилиндрической оболочки шарнирно
оперты; г| = 0,5, если оба конца оболочки жестко заделаны;
г]=0,7, если один конец оболочки шарнирно оперт, а другой
жестко заделан.
5.5.2.7.	Критическое напряжение второго рода
ckr2 = \,2ET(s-c)/Dm.
5.5.2.8.	Допускаемое осевое напряжение сжатия
[ас] = тт{[ас]ь [ас]2},
где [а,]! =0,5^^,1; [сс]2 = 0,5?,2окг2,
поправочные коэффициенты
t 5.5.2.9. Устойчивость цилиндрической оболочки обеспечена,
если выполняется условие
стс«|.
i 5.5.3. Цилиндрическая оболочка при совместном действии
наружного давления и осевой силы.
5.5.3.1.	Формулы применимы для гладких цилиндрических
оболочек без кольцевых, спиральных или продольных ребер
жесткости и других видов укрепления (гофры и др.).
5.5.3.2.	Для рассматриваемого случая должны выполняться
условия, приведенные в пп. 5.5.1.1, 5.5.1.3, 5.5.1.4.
71

5.5.3.3. Устойчивость цилиндрической оболочки обеспечена,
если выполняется условие
где допускаемое наружное давление определяется согласно
п. 5.5.1, а расчетное осевое напряжение сжатия ос и допускаемое
осевое напряжение сжатия [ос ]— согласно п. 5.5.2.
5.5.4. Выпуклые днища под наружным давлением.
5.5.4.1.	Формулы предназначены для расчета выпуклых
днищ полусферической и эллиптической форм, находящихся под
действием давления, равномерно распределенного по наружной
поверхности.
Допускается применение формул для выпуклых днищ сфери-
сферической формы. В сферических (тарельчатых) днищах поверх-
поверхность имеет форму сегмента сферы.
5.5.4.2.	Формулы применимы при выполнении следующих
условий:
0,005^(s-c)/Dm4,0,1; Hm/Dm^0,2.
5.5.4.3.	Критическое напряжение
5.5.4.4. Критическое давление
5.5.4.5.	Допускаемое наружное давление
[Pa] = 0,5qPkr,
где поправочный коэффициент
^ = min{0,15; %/{l+%)}, где X = R^2/akr.
5.5.4.6.	Устойчивость выпуклого днища обеспечена, если
выполняется условие п. 5.5.1.9.
5.5.5. Конические переходы под наружным давлением.
5.5.5.1. Формулы применимы для расчета на наружное
давление гладких конических переходов с углом конусности а,
удовлетворяющих условиям
0,005<—<0,1
0,005 <^< 0,1,
72

Рис 5 i График для определения коэффициента Сх
где DOm и Dm — средние диаметры основа-
оснований конического перехода (DOm<Dm), мм,
5.5.5.2.	При ос<1О° конический переход
можно считать цилиндрической оболочкой,
длина которой равна высоте конуса, а
средний диаметр равен диаметру большего
основания. Толщину стенки цилиндричес-
цилиндрической оболочки принимают равной толщине
стенки конического перехода.
5.5.5.3.	Критическое напряжение
/ s—
okr = 0,5CxET sin a cos1/2 а —
где Сх определяется по графику рис. 5.3 в зависимости от
значения x = DOm/Dm или по формуле
Сх= У ак(\-х)к~ъ при 0<х<0,8,
где о, = 1,098; я2=-0,823; аъ = 16,250; а4 = 6,936; а5=-6,603.
На границах промежутка
И"
\
/
О 0,2 0,4 0,6 х
5.5.5.4. Критическое давление
' s—
pkr = l<5ur\ ^r— Icosa.
5.5.5.5. Допускаемое наружное давление
где поправочный коэффициент
где l =
5.5.5.6. Устойчивость конического перехода обеспечена, если
выпочняется условие п. 5.5.1.9.
5.5.6. Конические переходы под действием осевой силы.
5.5.6.1.	Формулы применимы для расчета гладких кониче-
'ских переходов, находящихся под действием осевой силы,
удовлетворяющих условиям
0,005 ^(s~c)/DOm^ 0,1; 10^0^60°;
0,005 ^(s-c)/Dm^ 0,1.
5.5.6.2.	При а<10° конический переход можно считать
цилиндрической оболочкой, длина которой равна высоте кону-
конуса, а средний диаметр равен диаметру большего основания
73

Толщину стенки цилиндрической оболочки принимают равной
толщине стенки конического перехода.
5.5.6.3.	Расчетное осевое напряжение сжатия
F
(J —
nDOm(s —с) cos a
5.5.6.4.	Критическое напряжение
s—с
акг=\,2Е 	 Icosa.
\ DOm )
5.5.6.5. Допускаемое напряжение сжатия
где поправочный коэффициент
^ = min{0,25; Ц1+Х)}, где l =
5.5.6.6. Устойчивость конического перехода обеспечена, если
выполняется условие п. 5.5.2.9.
5.5.7.	Конические переходы при совместном действии наруж-
наружного давления и осевой силы.
Устойчивость конического перехода обеспечена, если выпол-
няется условие п. 5.5.3.3, где допускаемое давление [ра]
определяют согласно п. 5.5.5, а расчетное осевое напряжение
сжатия ис и допускаемое напряжение сжатия [ос ] — согласно
п. 5.5.6.
5.5.8.	Расчет на устойчивость в условиях ползучести.
5.5.8.1.	Расчет на устойчивость в условиях ползучести
заключается в определении допускаемою срока службы при
действии на рассчитываемый конструктивный элемент заданных
наружного давления и сжимающих нагрузок или в определении
допускаемых нагрузок для заданного срока службы оборудо-
оборудования.
При расчетах используется функция установившейся ползу-
ползучести, имеющая вид
e = ~+Bant,
где е—деформация; a—расчетное напряжение, определяемое в
соответствии с пп. 5.5.8.2—5.5.8.5, МПа (кгс/мм2); В—коэффи-
В—коэффициент ползучести, A/МПа)"-с [(мм^кгсу-ч ]; п — показа-
показатель ползучести; t — время, с (ч).
Значения В и п определяют по кривым ползучести на основе
приведенной в настоящем пункте зависимости между е и а.
Расчет применим при ukr<Rp0 2.
5.5.8.2.	Формулы применимы для расчета гладких длинных
цилиндрических элементов, находящихся под действием наруж-
74

ного давления при удовлетворении следующего условия:
0,005 ^(s-c)/Z)m^ 0,2.
Расчетный срок службы
3~2~пВЕто"
В, п—см. в п. 5.5.8.1.
Критическое напряжение
2
Поправочный коэффициент \ определяют по формуле
п. 5.5.1.8.
Расчетное напряжение
5.5.8.3. Формулы применимы для расчета полных и усечен-
усеченных конических оболочек с углом конусности, удовлетворяю-
удовлетворяющих условиям
0,005^—«:0
Расчетный срок службы
Расчетное напряжение
а
2 (s—с) cos ос
Критическое напряжение
sinacos1/2a
	I
DimJ
где Сх определяют по графику рис. 5.3 в зависимости от х =
= DOm/Dm; DOm, Dm — средние диаметры меньшего и большего
оснований конической оболочки соответственно, мм.
Поправочный коэффициент Ъ, определяют по формуле
п. 5.5.5.5; a—угол конусности, равный половине угла конуса
при вершине, град.
5.5.8.4. Формулы применимы для расчета сферических, эл-
эллиптических и торосферических оболочек, удовлетворяющих
75

0,6
0,4
0,2
\
\
s
2 4 6 8 W 1Z
Рис. 5.4. График для определения АпЪ
условию
0,005 ^(s-c)/Dm< ОД.
Расчетный срок службы
LJ 2"-l
Расчетное напряжение
для сферических оболочек;
0 =	Л——дЛЯ эллиптических и торосферических оболочек.
2b2(s-c)
Критическое напряжение
акг = 1,2Е т (s — c)/Dm—для сферических оболочек;
akr = 0,6ETb2(s — c)/bl—для эллиптических и торосферических
оболочек;
bu b2 — большая и малая полуоси эллиптических или торосфе-
рической оболочек соответственно, мм.
5.5.8.5. Формулы применимы для расчета гладких цилиндри-
цилиндрических оболочек, нагруженных осевым сжатием и удовлетво-
удовлетворяющих условию
0,005 ^(s-c)/Dm^ 0,2.
Расчетное осевое напряжение
F
a~nDm(s-c)'
Расчетный срок службы определяют как наименьшее из двух
значений:
гл J*-
LJ 2"
2"Ва"А„(п -\)Dn
где
76
Г Л =
. п. 5.5.2.8; акг1~~см. п. 5.5.2.6;	А^^Дп/2; В„ =
2 ¦ КГ4?>„,
/0=	; 5, п—см. п. 5.5.8.1;	Е2—см. п. 5.5.2.8;
s—c

akr2 — см. п. 5.5.2 7; А„2 определяют по графику рис. 5.4 в
зависимости от ч.
5.5.3.6. Устойчивость элементов конструкций будет обеспече-
обеспечена при выполнении условия t^ [t]
5.«. РАСЧЕТ НА ЦИКЛИЧЕСКУЮ ПРОЧНОСТЬ
5.6Л. Метод расчета на циклическую прочность применим
до темпепатуры Г, (см. разд. 3.2 Норм для деталей из сплавов
циркония с 1 до 2.5% ччобич. углеродистых и легированных
«сталей, коррозионно-стойких сталей аустенитного класса, жаро-
жаропрочных хромомолибдеяованадиерых сталей и железорчкелевых
сплавов.
5.6.2.	Определение допускаемого числа циклов по заданным
амплитудам напряжений или допускаемых амплитуд напряже-
напряжений для заданного числа циклов проводится,
1)	по расчетным кривым усталости, характеризующим в
пределах их применения зависимость между допускаемыми
амплитудами условных напряжений и допускаемыми числами
циклов, или
2)	по формулам, связывающим допускаемые амплитуды
условных напряжений и допускаемые числа циклов, в случаях
уточненного расчета допускаемых числа циклов или амплитуды
напряжений или когда расчетные кривые не могут быть
применены.
5.6.3.	Амплитуда эксплуатационного напряжения не долж-
должна превышать допускаемую амплитуду напряжения [aaF ],
получаемую для заданного числа циклов N. Если зада-
задана амплитуда напряжения, то эксплуа1ационное число цик-
циклов N не должно превышать допускаемое число циклов
Если процесс нагружения состоит из ряда циклов, характери-
характеризуемых амплитудами напряжений (rraF); и соответствующими
числами циклов N,, то должно выполняться условие прочности
по накопленному усгалосгному повреждению.
5.6.4.	Для у1леродистых и легированных сталей в интервале
температур от 293 до 623 К (от 20 до 350° С) при значениях
Л/о.2/Д?<0,7; ^>450МПа; Z7^32% и ?г=195ГПа расчет-
расчетная кривая усталости приведена на рис. 5.5.
Для сталей аустенитного класса в интервале температур от
293 до 723 К (o"i 20 до 450° С) при значениях Rl0 2/R*^0,T.
Я^35ОМПа, Z7>45% и Ег~\73 ГПа расчетная кривая
усталости приведена на рис. 5.6.
Для углеродистых и легированных сталей в интервале
температур от 293 до 623 К (от 20 до 350" С), значениях 0,7 <
</г/о.2/-К»<0,8; /?,][> 500 МПа; Zr^45% и ?г=190ГПа рас-
расчетные кривые усталости приведены на рис. 5.7, а для сталей в
77

интервале температур от 293 до 623 К (от 20 до 350° С) при
значениях 0,8<Дрго,2/Д^0,9; Л,2>500 МПа; Z7>45% и Е^=
= 190 ГПа расчетные кривые усталости приведены на рис. 5.8.
Кривые на рис. 5.7 и 5.8 построены для различных значений
коэффициента концентрации приведенных напряжений К^.
Расчетные кривые на рис. 5.5—5.8 получены с учетом
максимальных коэффициентов запаса. Эти кривые допускается
использовать при коэффициентах асимметрии цикла напряже-
напряжений г«$0.
5.6.5.	Допускаемую амплитуду условного упругого напряже-
напряжения для заданных температур, ниже приведенных в п. 5.6.4,
можно определять умножением значений [aaF ] по расчетным
кривым рис. 5.5—5.8 на отношение модуля упругости при
заданной температуре к модулю упругости при максимальной
температуре применения соответствующей расчетной кривой.
5.6.6.	Допускаемая амплитуда условного упругого напряже-
напряжения или допускаемое число циклов для сталей с отношением
// 0,7 при [NoJs^lO12 определяется по формулам
E.20)
ETeJ
где п„, nN — коэффициенты запаса прочности по напряжениям
и числу циклов; т, те—характеристики материала; г—коэффи-
г—коэффициент асимметрии цикла напряжений; Rj — характеристика проч-
прочности, принимаемая равной
ej — характеристика пластичности, зависящая от значения ZJ,
определяется по формуле
или при (<7f)max</?/0i2 — по формуле
*Г-'-1а«пй^-	E-22)
При использовании данных государственных стандартов,
технических условий на материал или данных приложения
78

[баг]
5
3
г
ю3
10'
I i
I ml
to
—
T ^
i
¦,
¦-
i
+-
—i-.

1
|
li
Ю1 Z 3 5 Юг 2 3 5 Ю3 2 3 5 Ю? Z 3 5 Ю5 Z 3 5 ЮВ 2 3
;Рис. 5.5. Расчетная кривая усталости углеродистых и легированных сталей с
Ят01/К1^0.7 до Г=623 К C50 С)
3
г
ю3
5
3
г
—'
t—
"~.
L_
:::
:: =
1
"|
=
1 '
!
¦ ¦«=
- i -
!
W1 Z 3 5 Wz Z 3 5 W3 Z 3 5 Ю4 2 3 5 W5 Z 3 5 WB Z 3 [No]
Рис. 5.6. Расчетная кривая усталости сталей аустенитного класса до 7=723 К
D50 С)
1 Норм расчета на прочность, в которых приведены гарантиро-
гарантированные механические характеристики, при ZT^50% следует
принимать Zc=ZT. При ZT>50% следует принимать Z; =
= 50%.
Если характеристика пластичности е] определяется по
значению Zl\ полученному при испытании на статическое
растяжение, то используются формулы
2?T
при
E.23)
79

W3
J
2
д
3
2
5
3
г
i
—
s
/,
/
5
Г7--
-
—
1
25 1,
1,75
/
7
r
52
Ы
Iе-
I
г"
^^
I "!
1= --
Г
N
—i
--J
4
h-4
k-
i [
I
ji
--
f—
i
I—'
¦4-
У
-
:: —t-j
-4
Г+
—-¦
—
—_
p_..
M
Ю' Z 3 5 Юг ? 3 5 W3 Z 3 5 W4 Z 3 У 10s 2 3 5 WB 2 3 i"[N0J
Рис 5 7 Расчетные кривые уста гости >перодистых и легированных сталей с
0,7<RT02 Rl<^S до Г=623К (^50 С)
Ш> 2 3 5 102 2 3 5 W3 2 3 5 10* 2 3 5 105 2 3 5 10s 2 д S[N0]
Рис 5 8 Расчетные кривые усталости углеродистых и тегированных сталей с
0,8</?'о ,/Л^<0 0 то Г=62^К П50 О
и ecr = 0,005ZT при (а*г)тах^й/02	E 24)
Характеристики ЕТ, Z1, R* принимаются равными мини-
минимальным значениям в интервале рабочих темпераiyp с учетом
старения Коэффициент запаса прочности по напряжениям
«с = 2, а по числу циклов и-у = 10
При расчете детапей, которые нагружены топько тепловыми
нагрузками (например теп ювые экраны и подобные детали)
или тепловыми и механическими нагрузками при ограничении
деформации др\гими упругими несущими элементами (напри-

мер, антикоррозионная рубашка корпуса) и разрушение которых
не приводит к выходу теплоносителя за пределы несущих эле-
элементов, коэффициенты запаса прочности по напряжениям па и
числу циклов И|у принимаются равными 1,5 и 3 соответственно
При расчете сварных соединений с неполным проплавле-
нием, выполненных аустенитными электродами и примененных
в указанных выше деталях, с учетом эффективного коэффици-
коэффициента концентрации по п 5 3 10 коэффициенты запаса прочности
принимаются равными ио= 1,25 и и? = 2,1
Показатели степени т и те и предел выносливости
jR^i принимаются по табл 5 7
Если допускаемое число циклов [iVo]^106, то определение
[oaF] допускается проводить по формулам
п Л 1 +
Rl 1-»
ЕТе
D% [No])
E 25)
1 +
Rl \-i
Из двух значений [No ] или [<yaF ], определенных по
формулам E 20) или E 25), выбирается наименьшее
5 6 7 Допускаемая амплитуда напряжений или допускаемое
число циклов для сталей перлитного класса при значениях
[N0]s*1012 и R],o 2/Rm>0,7 определяется по формулам E 20)
или E 25) и по формуле
^brf-re 1y *?>+	"Ц", E 26)
Таблицс) ^7 Значения показателей степени т и те и предела выноставости
Обозначение
R11 (при симмег
ричном цикле)
Д.Ч700МШ
05
700<«<1200МПа
@ 54-2 H~*R?)RT
0,36+2 10 4Л?
0 K2)g -^-(l + l,4 10 2ZT)

где коэффициент запаса прочности по числу циклов ?%=10; Вт,
Ш\—характеристики материала. Для сталей при значениях
значение Вт определяется по формуле
E.27)
а показатель степени т1 ~ по формуле
~;	E-28)
е?—характеристика пластичности, характеризуемая значением
равномерного относительного сужения Z^, определяется по
формуле
еТ=\ !51г	10° ¦	E 29)
Ка — теоретический коэффициент концентрации приведенных
напряжений.
Характеристики механических свойств Ет, Z?, Rj прини-
принимаются равными минимальным значениям в рассматриваемом
интервале температур с учетом старения.
Для деталей, рассчитываемых по формулам E.20) или E.25)
с коэффициентами запаса ио=1,5 и nN = 3, коэффициент запаса
прочности по числу циклов при расчете по формуле E.26)
принимается равным 3.
Значение равномерного сужения поперечного сечения (суже-
(сужение при напряжении, равном пределу прочности) определяется
экспериментально в соответствии с методом испытаний на
растяжение или по формуле
1 _ Г?т 1Т/Т
ZT = ZT -—	 рол1 		E 30)
Из трех значений [aaF ] или [iV0 ], определяемых в общем
случае по формулам E.20) или E.25) и E.26), выбирается
наименьшее.
При числе циклов до [N ] = 106 для определения допускаемой
амплитуды напряжений можно вместо формулы E.26) исполь-
использовать формулу
l~rK? i R'1
1 а11~Ы^?'^ м \^bJ±L
5.6.8. Коэффициент асимметрии цикла напряжений при
82

вычисляется по формуле
Если коэффициент асимметрии цикла г < — 1 или г > 1, то в
расчете принимается г = — 1.
При (агЭпм^-КроУ и 2(стяг)< [ДроУ + ДроТ'] коэффициент
асимметрии цикла определяется по формуле E.31), где (aF)max
заменяется максимальным напряжением из упругопластического
расчета. Допускается использовать формулу
ЯроУ -2(стдР)	- ,
Кр0,2
При одновременном выполнении условий (oF)meix<Rpoy,
|Ыт„-2(овГ)|>^оУ и 2(аяР)<[ЯРоУ + Лро;г)]
коэффициент асимметрии г = — 1.
При 2(oaF)^f [ЛроТ' + ^роТ*] коэффициент асимметрии опре-
определяется по формуле
Г——Кр0,2 /Лро,2 •	(Э.33)
Если по формулам E.31)—E.33) коэффициент асимметрии
цикла г окажется в пределах от — 1 до — 1,2, то при расчете
амплитуды напряжений по формуле E.26) принимается /¦= —1.
5.6.9.	Расчет по формуле E.26) не проводится, если выполня-
выполняется одно из следующих условий:
1)	коэффициент асимметрии г< —1,2 или г>1;
2)	напряжения обусловлены действием только изгибающего
момента или тепловыми нагрузками при сжимающих или
равных нулю средних по сечению напряжениях.
5.6.10.	Остаточное напряжение учитывают в том случае,
если оно является растягивающим и в рассматриваемой зоне
детали амплитуда местного условного упругого напряжения от
механических и тепловых нагрузок ни при одном из типов
циклов нагружения не превышает предела текучести при
температуре 293 К B0° С). Допускается принимать остаточное
напряжение равным пределу текучести при температуре 293 К
B0° С). При определении допускаемой амплитуда напряжений
по формуле E.26) остаточное напряжение не учитывается.
5.6.11.	Остаточное напряжение учитывается при определении
значения коэффициента асимметрии цикла напряжений алгеб-
алгебраическим суммированием его с напряжением от эксплуата-
эксплуатационных механических и тепловых нагрузок только в случае
расчета по расчетным кривым усталости рис. 5.5—5.8 (на
рис. 5.7, 5.8 только по верхним кривым) и по формулам E.20) и
E.25).
83

При определении коэффициента асимметрии в расчете
нетермообработанных сварных соединений с неполным про-
плавлением напряжение (aF)max принимается равным пределу
текучести при минимальной температуре цикла.
5.6.12. Допускаемую амплитуду напряжений для сварного
соединения [<JaF]s, за исключением сварного соединения с
неполным проплавлением (п. 5.3 11), определяют по формуле
где [<JaF ]— амплитуда допускаемых условных упругих напря-
напряжений, определяемая по расчетной кривой усталости или
соответствующей формуле для основного материала при задан-
заданном числе циклов; cps —коэффициент, зависящий от вида
сварки свариваемых материалов и термообрабо!ки после
сварки (ф5<1).
Значения ф5 для ряда сварных соединечий приведены
в табл. 5.8. Коэффициент ф,, используется совместно с расчетной
кривой усталости основного материала, по отношению к кото-
которому определен cps.
Для других методов сварки, сварочных и свариваемых
материалов, не указанных в табл. 5.8, значение ф4 определяю!
экспериментально.
При отсутствии данных о значении ф, могут быгь использо-
использованы данные табл. 5.9.
5.6.13.	При расчетах корпусов с антикоррозионной наплав-
наплавкой оценку циклической прочности проводят раздельно для
основного металла и металла наплавки по кривым и расчешым
формулам настоящего раздела с учетом коэффициента ф5.
Коэффициент (ps для наплавки корпуса используется совмест-
совместно с расчетной кривой усталости основного металла корпуса по
п. 5.6.6.
Значение ф8 для ручной сварки стали аустенитного класса
электродами марок ЭА-395/9 и ЭА-400/10У можно применять
при расчете разнородного сварного соединения сталей перлит-
перлитного класса со сталью аустенитного класса для слоя, наплавлен-
наплавленного на сталь перлитного класса, с использованием расчетной
кривой усталости стали аустенитного класса.
5.6.14.	Для резьбовых участков шпилек, болтов из сталей пер-
перлитного класса при температурах от 293 до 62? К (от 20 до 350 С)
используются расчетные кривые усталости (рис. 5.9, 5.1 ОХ
полученные с учетом коэффициентов запаса яо = 1,5 и nN = 5.
Расчетные кривые на рис. 5.9 применяются при значениях
650^i?J<750 МПа; Zr^50% и ?г=190ГПа.
Расчетные кривые на рис. 5.10 применяются при значениях
Л^^750 МПа; ZT^40% и ?т = 190ГПа.
5.6.15.	Уточненный расчет резьбовых участков шпилек,
болтов проводится по п. 5.3.8 и формулам E.20) или E.25). При
84

Таблица 5 8 Коэффициенты снижения циклической прочности
сварных соединений
Основной
метал1
Стали
марок 20,
22К, 20К
Стали
марок
12Х2МФА,
Метод сварки
Ручная
Автомати-
Автоматическая под
флюсом
Электро-
Электрошлаковая
Ручная
Автомати-
Автоматическая под
флюсом
Электро-
Электрошлаковая
Автомати-
Автоматическая наплав-
наплавка ленточным
электродом
под флюсом
Сварочный
материал
Электроды
марок
УОНИ-13/45
УОНИ-13/45А
Электрод
марки
УОНИ-13/55
Свароч-
Сварочная проволока
марки
Св-08А
Св-08ГСМТ
ЭП-458
Свароч-
Сварочная проволока
марки Св-10Г2
Св-08ГСМТ
Электро-
Электроды марок Н-3,
Н-6, Н-10
Свароч-
Сварочная проволока
марки
Св-ЮХМФТ,
Св-ЮХМФТУ
Свароч-
Сварочная проволока
марки
Св-13Х2МФТ
Электро-
Электроды марок
Св-О7Х25Н13,
Св-
08Х19Н10Г2Б
Вид термообра-
термообработки после
сварки
Без тер-
термообработки;
отпуск; норма-
нормализация и от-
отпуск
Без тер-
термообработки,
отпуск до 10 ч
Отпуск
более 15 ч
Без тер-
термообработки
Отпуск
Нормали-
Нормализация и от-
отпуск; закалка
и отпуск
Отпуск
Закалка и
отпуск
Отпуск
Ф,
1,0
(ps=0,8 при (ct(of)) >
>400 МПа; ф5 =
= 1,46-0,26 lg(CT(af))
при60<(а(вЛ)«400
МПа; ф8=1,0 при
(ст(оЛ)<60МПа
1,0
0,9
1,0
1,0
1,0
> 500 МПа; %,=
= 1,34-0,24 lg(a(of.)
npH70<(a(oF))«500
МПа; ф5 = 0.9 при
(ст(аГ))<70МПа
0,8
0,8
85

Продолжение табл 5.8
Основной
металл
Стали
марок
15Х2НМФА,
15ХЗНМФА,
15Х2НМФА-
А,
15ХЗНМФА-
А
Стали
аустенитно-
го класса
Метод сварки
Ручная на-
наплавка элект-
электродами
Ручная
Автомати-
Автоматическая под
флюсом
Электро-
Электрошлаковая
Ручная
Аргоно-
дуговая
Сварочный
материал
Электро-
Электроды марок
ЭИО-8,
ЭА-898/21Б
Электрод
марки Н-23
Свароч-
Сварочная проволока
марки
Св-09ХГНМТА
Свароч-
Сварочная проволока
марки Св-
16Х2НМФТА
Электрод
марки
ЭА-395/9
Электро-
Электроды марок
ЭА-400-10У,
ЭА-898/21Б,
ЭИО-8
Свароч-
Сварочная проволока
марки Св-
04Х19Н11МЗ
Вид термообра-
термообработки после
сварки
Отпуск
»
»
Закалка и
отпуск
Без тер-
термообработки
Отпуск
Без тер-
термообработки,
отпуск
Ф,
0,8
1,0
1,0
1,0
1,0
0,8
1,0
Таблица 59 Значении коэффициента снижении циклической прочности дли
сварного соединении
Основной материал (сталь)
Углеродистая, кремнемарганцовистая, легирован-
легированная, Л^^38ОМПа
Легированная, 380<Я?*с520 мПа
Легированная, 520<Я?;?700 МПа
Аустенитная
(р„ для сварного соединения
после отпуска
0,75
0,70
0,60
0,70
без отпуска
0,75
0,65
0,50
0,60

5
3
2
W3
5
3
2
lu
к
к|.
In
I
Ik
1 '^
r =
0 0,
2 0,9
<¦ —/
I
t"
— - . ,
9 b..
10' 2 J 5 1OZ Z 3 5 Ю3 2 3 5 1ОЧ 2 3 5 10s 2 3 5 10е 2 3 5Щ
Рис 5 9 Расчетные кривые усталости для резьбовых участков шпилек и болтов
из сталей пертатного класса с 650s?/^<750 МПа до Г=623 К C50° С) при
различных значениях коэффициента асимметрии г
J,MI
la
s
1
' Ые-
-».
0,2 ffy
1 . ./
r::
г! i
r
/0' г J 5" Юг 2 3 5 Ю3 23 5 104 1 3 5 10s 2 3 F 10B Z 3 5Щ
Рис 5 10 Расчетные кривые усталости для резьбовых участков шпилек и болтов
из сталей перлитного класса с Л^5-750МПа до Г=623 К C50° С) при
различных значениях коэффициента асимметрии г
этом коэффициенты запаса по и nN принимаются равными 1,5 и
3 соответственно. При использовании коэффициентов концент-
концентрации Kef коэффициенты запаса па и nN принимаются равными
1,5 и 5 соответственно.
Коэффициент асимметрии цикла местных напряжений опре-
определяется по формулам E.31)—E.33).
5.6.16. В тех случаях, когда низкочастотные циклические
напряжения, связанные с пуском, остановкой, изменением
87

мощности, срабатыванием аварийной защиты или другими
режимами, сопровождаю i ся наложением высокочастотных на-
напряжений, например вызванных вибрацией, пульсацией темпера-
температур при перемешивании потоков теплоносителя с различной
температурой, расче! на циклическую прочность проводится с
учетом высокочастотного нагружения.
5.6.17	Исходные данные о высокочастотном нагружении
получаются при анализе результатов измерений при эксплуата-
эксплуатации элемента коне i рукции или их расчетом.
5.6.18	В расчете допекаемого числа циклов при высокочас-
высокочастотном натружении испотьзуются только кривые усталости,
полученные по формулам С\20). E 25), для сталей с отношением
как Rpo,2 Rm^OJ, так и Л/0,2 'Я„ >0,7.
5.6.19	Условие прочности при наличии различных цикличе-
циклических нагрузок проверяется по формуле
lra-'*^1	<5J4)
где Л7,--чисто циклов /-го типа за время эксплуатации; к—
общее число типов циклов, [Лг0], -допускаемое число циклов
/-го типа; а накопленное усталостное повреждение, предельное
значение которого [д^]—I.
В общем случае
E.35)
где ах - повреждение от эксплуатационных циклов нагружения,
на которые не наложены высокочастотные напряжения, а2 —
повреждения от высокочастотных напряжений при постоянных
эксплуатационных напряжениях (стационарные режимы); а\-
повреждение типа а2, определяемое для условий нагружения при
стационарном режиме, приводящем к наибольшему поврежде-
повреждению за все время эксплуатации, аъ —сумма повреждений от
высокочастотных напряжений в течение циклов переменных
напряжений на переходных эксплуатационных режимах а*3 и при
прохождении резонансных частот д" в тех же циклах
Накопленные повреждения а1 и а2 определяются по фор-
формуле E.34;. Значения амплитуд и частот при определении
повреждений а2 и о3 принимают в соответствии с разд 6.3
приложения 8.
5.6.20. Сочетание основного циклического нагружения с
амплитудой (сгяГ) и частотой /0 и наложенного с амплитудой
<сг0) и часто 1 ой / вызывает снижение допускаемого числа
циклов основного низкочастотного нагружения от [No ] до [N],
определяемо1 о по формуле
[A']-[/V0]/x,	E.36)

где к — коэффициент снижения долговечности при наложении
высокочастотных циклов, используемых при определении по-
повреждения а\.
Для основного цикла нагружения г-го гииа повреждение
а*з определяют по формуле
(«Ц-иЛ/К],	E-37)
Коэффициент х независимо от степени концеш рации напря-
напряжений, остаточных напряжений, асимметрии цикла, значения
номинальных напряжений и температуры опреде шют по но-
номограммам, приведенным на рис. 5.11 и 5 12, или вычисляют по
формуле
E.38)
где /о = 1/(^1+ ?2) —частота основного цикла переменных напря-
напряжений, определяемая без учета периода времени, в течение
которого происходит наложение дополнительных напряжений
на постоянные (рис. 5.13); (ста)- амплитуда приведенных напря-
напряжений основного цикла без учета концентрации напряжений;
г| — коэффициент, зависящий от ма!ериала, принимаемый по
табл. 5.10.
При отсутствии экспериментальных данных для предвари-
предварительных оценок значение г] принимается равным 2
5.6 21. Метод расчета при двухчасготном циклическом на-
гружении применим при выполнении всех следующих условий:
1)	отношение амплитуды напряжений <сгя) к амплитуде
напряжений (оя) находится в интервале
0<<сгя>/(сгвЦ0,5;	E.39)
2)	абсолютное значение максимального и минимального
напряжений при двухчастотном нагружении не превышает
значения @,2-10 2Е +Rtpq2) при расчетной температуре;
3)	отношение ///0 не превышает 5-10°,
4)	число циклов с амплитудой <аа> в пределах времени
tt + t2 превышает 10 (рис. 5.13)
5.6.22. При расчетах циклической прочности дета чей, под-
подвергаемых облучению, учитывается снижение относительного
Таблица 5 10 шаченин коэффициента ц
Вид мате
риала
У!черодистая
оаль ^^^
<500 МПа
Аустентная Лешрованная
С1аль, R' « .,,,.
150 МПа
1.54
| Лешрованная
800 Mild | с.аль R'n
>800МШ
1,8
89

Рис. 5.11. Значения к для сталей перлитного класса и их сварных соединений с
1
сужения. Повышение временного сопротивления под действием
облучения не учитывается. Допускается применять коэффициен-
коэффициенты снижения циклической прочности под действием облуче-
облучения, приведенные в приложении 7.
5.6.23. Если при расчете циклической прочности элемента кон-
конструкции не обеспечиваются требуемые коэффициенты запаса
прочности, то оценка циклической прочности проводится на осно-
основе экспериментальных кривых усталости, полученных в соответ-
соответствии с методом испытаний на усталость (приложение 2) для рас-
рассматриваемых условий нагружения и состояния металла конст-
конструкции с учетом соответствующих коэффициентов запаса проч-
прочности па и nN или по результатам испытаний натурных элемен-
элементов или их моделей, спроектированных и изготовленных в соответ-
соответствии с требованиями, предъявляемыми к штатным конструкциям.
Геометрическое подобие моделей должно быть обеспечено
по крайней мере в зоне проверки циклической прочности и
примыкающих к ней участков, оказывающих влияние на
значение и распределение напряжений в испытуемой зоне.
Моделирование сварного соединения с уменьшением натурных
размеров элементов и антикоррозионной наплавки с изменени-
изменением ее толщины не рекомендуется, если целью испытания
является проверка их прочности.
90

?
10'
I
1
1
&
Ш
?: \
Si;
A,05
//,
'¦¦¦¦'/>',
Ш
ъЩ
III
0,
A
у
'A
^-
-¦№
0,1
10
N
?=:
M=
— - ¦
II IX
020
ill
.. —
s
4
,—
К
,—¦

^:
2i
1;
^ >:
,
:%
¦ ¦ ^
¦ *~"
>;' ^
:::^
	-

	¦
. ¦ i ——
/
*••
—
—-
7 ' , •
/ y' ,'
^ <¦ ,
^:-;;:
^ -'
_ —
_
	•
,— - ¦ ¦ ¦ ¦
_ — •¦•'
10'
to4
f/fo
Рис. 5.12. Значения v. для сталей аустенитного класса и их сварных соединений с
«?«550 МПа
Режим испытаний по характеру изменения нагрузок и
температур должен соответствовать условиям эксплуатации.
Коэффициенты запаса прочности принимаются по значению
приведенного местного условного упругого напряжения в зоне,
определяющей долговечность, или по числу циклов нагружения,
или по напряжению и числу циклов одновременно.
Запасы прочности по условному напряжению и числу циклов
104 определяются по формулам
лв =1,45-0,02*;	E.40)
% = 3,5-0,14*,	E.41)
где х — число испытанных объектов.
При этом запасы па и % по моменту образования трещин
при циклическом нагружении натурных элементов конструкций
или их моделей должны быть не ниже 1,25 и 2,1 соответственно.
Условия мало- и многоцикловых испытаний по напряжению
и числу циклов при одновременном применении коэффициентов
запаса ис и nN определяются с использованием расчетной
кривой усталости для основного металла или сварного соедине-
соединения при соответствующих асимметрии цикла нагружения и
температуре. Для этого определяют наклон т0 расчетной
кривой усталости в точке с [7V0 ] = Ne, где JVe — заданное в
91

Рис. 5.13 Форма цикла при двухчастотном нагружении
эксплуатации число циклов. Отрезок, соединяющий точки с
координатами {Ne, na(aaF)} и {(na)l'moNe. (aa},)}, является
сочетанием эквивалентных режимов испытаний
При испытании геометрически подобных моделей коэффи-
коэффициент запаса прочности по приведенному местному условному
упругому напряжению определяется по формуле
= п„1 1,5-0,5^
E.42)
где /м, /к — линейные размеры модели и натурной конструкции в
испытываемой зоне.
Коэффициент запаса по числу циклов при испытании модели
«*м = кмI/т°-	E-43)
Результаты испытаний на циклическую прочность не могут
служить основанием для повышения допускаемых значений
категорий напряжений, используемых при расчете на стати-
статическую прочность.
5.6.24. В приложении 12 (рекомендуемом) приведен упро-
упрощенный метод расчета на циклическую прочность, который
может применяться взамен метода по разд. 5.3 и 5.6.
5.7. РАСЧЕТ НА ДЛИТЕЛЬНУЮ ЦИКЛИЧЕСКУЮ ПРОЧНОСТЬ
5.7.1. Расчет на длительную циклическую прочность прово-
проводят применительно к элементам конструкций, работающим при
92

температурах, вызывающих ползучесть, и нагружаемым повтор-
повторными 1епловыми или механическими усилиями.
5.7.2.	Рекомендуемый метод расчета на длительную цикли-
циклическую прочность приведен в приложении 7.
В расчете используются характеристики длительной проч-
прочности и пластичности по табл. П6.1 и П6.3.
5.7.3.	Элемент конструкции, рассчитываемый на длительную
циклическую прочность, должен удовлетворять:
1)	условиям прочности, принимаемым при выборе основных
размеров во всем интервале эксплуатационных температур;
2)	условиям прочности при расчете на длительную стати-
статическую прочность.
5.7.4 Допускается применение других методов при усло-
условии их надлежащего расчегно-эксиериментального обосно-
обоснования для используемых материалов, условий эксплуатации
и эксплуатационного ресурса по числу циклов и длительности
нагружения.
5.8. РАСЧЕТ НА СОПРОТИВЛЕНИЕ ХРУПКОМУ РАЗРУШЕНИЮ
5.8.1 Общие положения.
5.8.1 1. На основе положений настоящего раздела произво-
производят расчет на сопротивление хрупкому разрушению оборудова-
оборудования и трубопроводов АЭУ на стадии проектирования.
5.8.1 2. Положения настоящего раздела не распространяются
на расчет крепежных деталей.
5 8.1.3. Расчет на сопротивление хрупкому разрушению
элементов оборудования и трубопроводов проводят для всех
режимов эксплуатации, включая нормальные условия эксплуа-
эксплуатации (НУЭ), нарушение нормальных условий эксплуатации
(ННУЭ), аварийные ситуации (АС), гидравлические (пневмати-
(пневматические) испытания.
5.8 1.4 Основными характеристиками материала, используе-
используемыми в расчете, являются критический коэффициент интенсив-
интенсивности напряжений К1с, критическая температура хрупкости Тк и
предел текучести Rrp{h2.
Изменение свойств материалов в процессе эксплуатации
учитывают введением в расчет сдвигов критической температу-
температуры хрупкости вследствие различных воздействий в процессе
эксплуатации.
5.8.1 5. Если толщина стенок рассчитываемых элемен-
элементов меньше, чем требуемые толщины для определения значений
Ки в соответствии с положениями ГОСТ 25.506-85, допуска-
допускается при расчетах на сопротивление хрупкому разрушению
использовать критическое раскрытие трещины Ьс или другие
характеристики (Кс, Jc), определяемые в соответствии с упо-
упомянутым ГОСТ.
93

Методики расчета с использованием указанных характе-
характеристик должны быть согласованы с головной организацией по
разработке норм расчета на прочность.
5.8.1.6. Сопротивление хрупкому разрушению считают обе-
обеспеченным, если для выбранного расчетного дефекта в виде
трещины в рассматриваемом режиме эксплуатации выполняется
условие
где [Кх ], — допускаемое значение коэффициента интенсивности
напряжений.
Индекс i указывает, что допускаемые значения коэффициен-
коэффициентов интенсивности напряжений выбирают различными в зависи-
зависимости от расчетных условий:
г'=1—для нормальных условий эксплуатации; г = 2 — для
гидравлических (пневматических) испытаний и нарушения нор-
нормальных условий эксплуатации; г'=3—для аварийной ситуации.
5.8.1.7.	При определении [Хг ], значения переноса нейтронов
Fn и температуры Т принимают равными их значениям в точке,
соответствующей наибольшей глубине выбранной расчетной
трещины.
5.8.1.8.	При необходимости проведения расчетов оборудова-
оборудования и трубопроводов, находящихся в эксплуатации, изготовле-
изготовлении или монтаже, или законченных рабочим проектированием
на момент введения в действие настоящих норм допускается:
1)	использовать положения настоящего расчета;
2)	для оборудования и трубопроводов, находящихся в
эксплуатации, по согласованию между конструкторской (проект-
(проектной) организацией, головной материаловедческой организацией,
предприятием-владельцем оборудования и трубопроводов опре-
определить параметры дефектов, допускаемых по условиям обеспе-
обеспечения прочности, и путем контроля подтвердить отсутствие в
оборудовании и трубопроводах дефектов, параметры которых
превышают допускаемые по расчету; в расчете следует исполь-
использовать фактические свойства материалов, а сам расчет (включая
схематизацию дефектов, выявленных в процессе контроля)
должен выполняться по методикам, согласованным с головной
организацией по разработке норм расчета на прочность;
3)	для оборудования и трубопроводов, находящихся в
изготовлении, монтаже или законченных рабочим проектирова-
проектированием, допускается использовать методики, отличающиеся от
описанной в настоящем разделе, по согласованию с головной
организацией по разработке норм расчета на прочность и
Госатомэнергонадзором СССР.
5.8.1.9.	Расчет на сопротивление хрупкому разрушению
допускается не производить для элементов конструкций, не
подвергающихся нейтронному облучению (или подвергающихся
94

облучению при температурах 250—350 "С до переноса не более
10 нейтр./м2 при ?^0,5 МэВ), в следующих случаях:
1)	элементы конструкции изготовлены из коррозионно-стой-
коррозионно-стойких сталей аустенитного класса или цветных сплавов;
2)	материалы элементов конструкций (включая сварные
соединения) имеют предел текучести при температуре 20 °С
менее 300 МПа C0 кгс/мм2), а толщина стенки элемента
конструкции составляет не более 25 мм,
3)	материалы элементов конструкций (включая сварные
соединения) имеют предел текучести при температуре 20 °С
менее 600 МПа F0 кгс/мм2), а толщина стенки элемента
конструкции составляет не более 16 мм;
4)	толщина стенки рассматриваемого элемента конструкции
s, мм, удовлетворяет условию
0 2
при [.К, ]j в МПа-м1/2 и Rjo,2 в МПа (обе характеристики
принимают при наименьшей температуре эксплуатации и
критической температуре хрупкости Тк, соответствующей концу
эксплуатации).
5.8.1.10. В расчетную толщину стенки элементов оборудова-
оборудования и трубопроводов не включается толщина антикоррозион-
антикоррозионного покрытия.
5.8 2. Коэффициент интенсивности напряжений.
5 8.2 1 Коэффициент интенсивности напряжений для выб-
выбранных расчетных трещин определяют аналитически, числен-
численно или экспериментально по методикам, согласованным с
головной организацией по разработке норм расчета на проч-
прочность.
5.8 2.2. Коэффициент интенсивности напряжений, МПа-м1/2,
для цилиндрических, сферических, конических, эллиптических,
плоских элементов, нагружаемых внутренним давлением и
температурными воздействиями, допускается определять по
формуле
где Г| — коэффициент, учитывающий влияние концентрации
напряжений; ср —составляющая напряжений растяжения, МПа;
aq — составляющая изгибных напряжений, МПа; Мр = 1 +
+ 0,12A— а/с); Mq=l—0,64a/h; а — глубина трещины, мм; с —
полудлина трещины, мм; h—длина зоны, в пределах которой
составляющая изгибных напряжений сохраняет положительное
значение, мм;
е = [1+4,6(а/2с)ь65]1/2.
95

„^——.
:
каааня
дамi ¦
и	'
———
200
160
120
во.
>
/
/
-з—
\/
/
/
V
у
г 7
/
/
т~~
-КО -ПО -ПО -100 -дО -ВО -40 -20 0 20 40 [Т-ЦХ
Рис 5 14 Стали марок 12Х2МФА, 15Х2МФА 15Х2МФА-А
/ — НУЭ, [АГ1]1 = 17,5 + 22,5еОО2(Г г'; 2—HHV3 и гидравпические (пневматические) испы-
испытания, [А'1], = 23,5 + ЗОеОО2(Г"Ч 3 -АС 1Х| 35 450 02<тт'
Формула справедлива при а^0,25s и а/с<2/3, где s—тол-
s—толщина стенки изделия.
При расчете зон, где отсутствует концентрация напряжений,
принимают т| = 1.
5.8.2.3.	Составляющую напряжений растяжения (кольцевых
или осевых) определяют по формуле
*» = -. КЛ'
j
где j—координата 9 или Z; с^ — функция изменения напря-
напряжений по толщине стенки; s—толщина стенки в расчетном
сечении.
5.8.2.4.	Значение составляющей напряжений изгиба опреде-
определяют по формуле
где ajn — значение функции изменения напряжений по толщине
стенки в точке п.
Для элементов без антикоррозионной наплавки точку п рас-
располагают на наружной или внутренней поверхности изделия
в зоне действия максимальных растягивающих напряжений Для
элементов с антикоррозионной наппавкой точку п выбирают на
наружной поверхности изделия или на поверхности раздела
антикоррозионного покрытия и основного ме1алла в зоне
действия растягивающих напряжений.
96

[Kjfama-MW
200
1S0
fZO
I
80
/
^^
7 i
i/
у
/
/
0
у
s /
/
/)
I
/
I
I
f
f
-wo -no -izo -too -80 so -4o -го о zo w [7-тк],%
Рис 5 15 Стали марок 15Х2НМФА, 15Х2НМФА-А
1 — НУЭ, [AT,Jj = 37 + 5,5е3 85 10 (г т»\ 2—ННУЭ и гидравлические (пневматические)
испытания, [К,]2 = 50 + 5,1е41 10 *iT Ч 3—АС, [^,]3 = 74+11е3 85 го ^т~^
5.8 3. Допускаемые значения коэффициентов интенсивности
напряжений.
5.8.3 1. Допускаемые значения коэффициентов интенсивности
напряжений зависят от приведенной температуры (Т—Тк) и
расчетного случая. Зависимость [К{ ], от [Т— Тк ] получают как
огибающую двух кривых, определяемых по исходной темпера-
температурной зависимости К1с. Одну из этих кривых получают
делением ординат исходной кривой на коэффициент запаса
прочности пк, другую—смещением исходной кривой вдоль оси
абсцисс на значение температурного запаса А Г.
Принимают:
для нормальных условий эксплуатации 0 = 1) пк — 2, АГ=
= 30° С;
при нарушении нормальных условий эксплуатации и гид-
гидравлических (пневматических) испытаниях (/=2) «fe= 1,5,
ЛГ=30°С,
для аварийных ситуаций (/=3) пк=\, ЛГ=0° С.
5.8.3.2. Исходные температурные зависимости К1с принима-
принимают по данным, приведенным в соответствующих аттестацион-
аттестационных отчетах по материалам (основной металл, сварные соедине-
соединения), или по техническим решениям, согласованным с Госатом-
Энергонадзором СССР, головной магериаловедческой организа-
организацией и головной организацией по разработке норм расчета на
прочность.
97

——
шМ '—
— i —
- ¦
—1 !¦
fcfama-MV*
	¦
КО
1Z0
ЯП/1
/
/
+^
i /
у
/
/
\
/
/ /
I
I
1
1
I
r
/
/
/ /
* /
/
-1Б0 -ПО -120 -100 -80 -BO -40 -20 0 20 W [T-TK],al
Рис 5 16 Сварные соединения сталей марок 15Х2МФА, 15Х2МФА-А,
15Х2НМФА, 15Х2НМФА-А
1 — НУЭ, [KI]i = 17,5+26,5eOO217(T"'r»), 2—ННУЭ и гидравлические (пневматические)^
5 10 2(Г Ч 5 — АС, [А-,]з = 35 + 53е00217(Г г'»	'
испытания
для сталей ма-
ма15Х2НМФА,
соединений приведены на
5.8.3.3.	Температурные зависимости [Кг ], i
рок 12Х2МФА, 15Х2МФА, 15Х2МФА-А,
15Х2НМФА-А и их сварных
рис. 5.14—5.16.
5.8.3.4.	Для сталей перлитного класса и высокохромистых'
сталей и их сварных соединений с пределом текучести при
температуре 20° С, устанавливаемым по указаниям п. 3.7
настоящих Норм и не превышающим 600 МПа F0 кгс/мм2),
можно использовать обобщенные кривые допускаемых коэффи-
коэффициентов интенсивности напряжений, приведенные на рис. 5.17..
5.8.4. Критическая температура хрупкости.
5.8.4.1. Критическую температуру хрупкости материала опт
ределяют по формуле
где Тк0—критическая температура хрупкости материала &
исходном состоянии; АТТ—сдвиг критической температуры1
хрупкости вследствие температурного старения; ATN—сдвиг
критической температуры хрупкости вследствие циклической
повреждаемости; ATF—сдвиг критической температуры хруп-
хрупкости вследствие влияния нейтронного облучения.
5.8.4.2 Значения Тк0, ATN, ATT, ATF (или коэффициента
радиационного охрупчивания AF) принимают по данным
соответствующих аттестационных отчетов по материалам (ос1
новной металл и сварные соединения), данным технических

¦i1 ¦ ' —
— ' '¦
I—=—=
WO
1Z0
80
<«7
—¦"'
==—
7.
./
>
-y
/
У /
-WO -ПО -120 -WO -80 -SO -40 -20 0 ZO hO [T-TH],°C
Рис 5 17 Обобщенные зависимости допускаемых коэффициентов интенсивности
напряжений
1 — НУЭ, [А'1]1 = 13+18еОО2(Г"г»), 2- ННУЭ и гидравлические (пневматические) испыта-
испытания, [Х]2 = 17+24едо18<г Ч 3—АС, [Л:1]3=26 + 36е<)а2<г-г<.>
условий на материалы или на основе технических решений,
согласованных с Госатомэнергонадзором СССР, головной мате-
риаловедческой организацией и головной организацией по
разработке норм расчета на прочность.
Методики определения значений Тк0, АТТ, ATN, ATF (или AF)
приведены в приложении 2.
5.8.4.3.	Допускается использовать значения Тк0, АТТ, AF,
приведенные в табл. 5.11.
5.8.4.4.	Допускается определять значения ATN по формуле
где Nt — число циклов нагружения при r-м режиме эксплуатации;
[N, ] — допускаемое число циклов для г-го режима эксплуатации;
m — число режимов.
5.8.4.5. Допускается определять значения ATF по формуле
где AF — коэффициент радиационного охрупчивания, °С; Fn —
перенос нейтронов с ?>0,5 МэВ. нейтр./м2; ^0 = 1022 нейтр./м2.
1 Формула справедлива при
1022<Fn<3-1024 нейтр./м2.
Значения AF принимают по данным документации по
п. 5.8.4.2 или табл. 5.11.
5.8.4.6. При расчете элементов конструкций, изготовленных
из сталей марок 12Х2МФА, 15Х2МФА, 15Х2МФА-А,
15Х2НМФА, 15Х2НМФА-А, и их сварных соединений, подвер-
99

и s
'Л
"I
Темпера-
Температура об-
облучения,
С
О 2"
< с
О
Стандарт или технические условия
Вид сварки, марка сварного
материала
Марка основного
материала
ооо
о
о
ТУ 5 961-11060-77,
Изв. 6-90-3315
15Х2МФА
О©
t— OS
cscs
о
о
ТУ 108.131-75,
Изв. 479
1
15Х2МФА-А
OS
-н
о
о
ТУ 108.765-78,
Изв. 4-83
15Х2НМФА
290+ 15
о
-25
ТУ 108.765-78,
Изв. 4-83
15Х2НМФА-А
1
!
о
-,»
ТУ 24-3-15-223-75,
Изв. 480,
ТУ 5.961-11021-79,
Изв. 6-90-3305
15ХЗНМФА
о
о
ТУ 14-1-2587-78
10ХН1М
о
ТУ 108-11-543-80
22К
о
ТУ 108.766-78
10ГН2МФА
!
о
ТУ 14-1-3633-83
ЭШС,
проволока
Св-16Х2НМФТА
15Х2НМФА
100

:ю
©
О
О
|Флю
о
о
о
о
оо
о
?
О
-45А
Н
ч „
-
+
о
о.
О
о
оо
о
4-1
н
ва
Я
< о
и 1« °
< §"U w
ФА-А
S
ж
X
о
оо
S
<
^Т
©
о
2
3
±15
О
о
-83
ГО
н
S
со
ТА-
„2
S 22
gu
go
си
о
90-8
о
н
о
СП
©
о
|Флю
+1
о
о
о
о
01-8
$
о
О
t
2
ой
0- S в-
о
о
-83
г-
4-1
>>
Н
Я
оа
ТА-
О Е-н
г§х
|адс
1пров
Св-0'
ФА-А
Я
X
о
00
2
¦о
i.96
>.
н
о
©
1
о
о
3
101

г?
О S
(см
о с
О
*!
овия
ie уел
s
в
н
S
ч
§
Й
g
о
в
;вар
арки марка (
материала
Вид ев
о
о 5
Ц
Р
1
о
Я
го
°?
ГО
14-1
>>
ока
2НМФТА
ЭШС,
провол
Св-16Х
ОФ-6
Флюс
Я
ft
д
О
о о
О
9
о
Й
О
и
см прим 3),
ока
МФТ,
МФТУ
АДС (
провол
Св-ЮХ
Св-ЮХ
2МФ/
15Х
|
Флюсы АН-42,
АН-42М
о
оо
о
ON
"
?*>
1—
КФ-30
о
о
о
и
о
и
см прим 3),
ока
2МФТ
ЭШС (
провол
Св-13Х
Флюс (
о
о
о
5 96!
>,
н
ft
||
rt
о
О
О
О
00
4
о
14-1
H
см прим 3),
МФТУ
АДС (
Св-ЮХ
<?
1
S
15Х
102

ol
290
о
о
о
i5-ll
©
ш
о
S
го
Si
1/1
°
>А
g-ЙС
а
РДС (<
электрс
о
о
4
03
S « ' 03
s <<
Л 10.10. О
АДС (
провол
Св-12Х
Св-12Х
(в том
©
X
15X2
1
о
о
о
00
i
108
&
16,
Я"
© ^*
Флюс
ФЦ-16/
о
о
Ор
14-1
Н
2ж
О [	,
СО
о
00
?
о
.5-11
о
ё
1
о
о
00
>о
СП
S
03
<
Н
Ol—i
АДС,
провол
Св-09Х
1ФА-А
Ж
15х;
?
о
iA
^
О
m
ё
Флюс
о
о
3
РДС,
электрс
РТ-45Б
о
S
•о
00
30-1
14-1
©
йж
эшс,
провол
Св-16Х
103

"I
.. о.
S
Темпера-
Температура об-
облучения,
°С
О С~
о
Стандарт или технические условия
Вид сварки, марка сварного
материала
Марка основного
материа та
Флюс ОФ-6
о
о
о
Н
U
АДС,
проволока
Св-ЮНМА
Флюс АН-42, АН-42М
Флюс КФ-31
о
о
о
1
Н
U
Проволока
Св-08ХНМ
Флюс КФ-31
о
о
РДС,
электроды
УОНИИ-13/45А,
УОНИИ-13/55
о
о
Электроды Н-25
10ХН1М
о
о
о
i
Н
U
АДС,
проволока Св-ЮНМА
10ХН1М
(ВК-1А)
104

Н-4
Н-42,
2
ч
©
f
©
2
©
о
о
о
$
г!)
ГЧ
Н
X
оо
о
ю
о
2
оволо
с
©
©
о
о
1
X
1
p. S
о
о
?С
о^
14-
>>
Р
<
о
О
ев
ol
< &
К
<
юсы
©
о
о
о
с
46-
U
ь
о
U
о
а
О
„
go
g»
So
&я
си
©
©
О
н
8
и.
8ГС
о
CQ
о
я
оволо
о
00
6\
00
о
>.
н
я
©
о
2
©
о
о
о
Н
W
1—
н
8ГС
о
а
О
оволока
-08ГС
СО
00
90-
о
р
о
4
CJ
2
ч
©
22К
105

Я(О «
Он О Si
Jlf
о ~
<| В
о
^§
о
1
1
9
S
или
Стандарт
о
о
с-
3
g |
3 1
э
к
03
S
й -
0СН0В1
;рнала
я я
Is
1
°
о
tN
lO lO lAt
со ГО ГЛ
Isss
S.sss
о
о
р.
246-
tN
н
tN
о
Св-1
S
о
00
1
[ГОСТ 9
ОО
к
с;
©
О
43
оо
tN
ТУ 14-1
caS
о К
г Г go
w m —i
©
tN
a
u
о
с
OS
о
43
оо
tN
1ТУ 14-1
<
?
о
га
и
оо
087-
О
S
я
о
2
к
©
о
1
i
Я"
©
о
щ
о
1
оо
о
Н
и
О
о
пт-:
я
«
сг °
р- S
о
О
•О
00
tN
©
tN
Я
о
и
са
о
к
©
о
щ
©
106

гающихся нейтронному облучению при Fn^l022 нейтр./м2 (Е^
>0,5 МэВ) при температурах 250—350° С, допускается прини-
принимать АТт = 0.
5.8.5. Расчет при нормальных условиях эксплуатации.
5.8.5.1. Сопротивление хрупкому разрушению следует счи-
считать обеспеченным, если выполняется условие
5.8.5.2.	При определении Кх в качестве расчетного дефекта
принимают поверхностную полуэллиптическую трещину глуби-
глубиной а = 0,25 s с соотношением а/с = 2/3.
5.8.5.3.	Размер h допускается принимать равным 0,5 s.
5.8.5.4.	С учетом указаний пп. 5.8.5.2 и 5.8.5.3 получим
5/103I/2, где
ар и <jq в МПа; s в мм; К{ в МПа-м1'2.
5.8.5.5. Коэффициент ц для зон перехода жесткостей (соеди-
(соединение фланцев с цилиндрической частью корпуса, галтели и др.)
определяют по формулам:
при 0<s/R2^5
при sfR2 > 5
При г\>Ка принимают г\ = Ка.
Допускается определять ц по графикам рис. 5.18.
В формулах R2 — радиус кривизны концентратора в рассчиты-
рассчитываемом сечении; Ка — теоретический коэффициент концентрации
(допускается принимать равным значению Ка при растяжении).
5.8.5.6. Коэффициент г\ для зон отверстий (присоединения
патрубков, штуцеров, труб) определяют по формулам:
при
при s/R>0,8
где Rl — радиус отверстия.
Допускается г| определять по графикам на рис. 5.19.
5.8.5.7. Расчет требуется проводить только до приведенной
температуры [Т—Тк]*, наибольшее значение которой на
графике [K1]x=f[T—Тк ] соответствует значению [А^ ]1, опре-
определяемому по формуле
где 7?Jo,2 в МПа; s в мм, [А^]! в МПа-м1/2.
107

ч
\
ч
ч
/
я
7
V
У
/ ¦
/
==
J
/
X
/
*>
?<-
¦ 1 .
/
У
/
/
г
/
/
к*—•«
1,5
/
— —
1,25
~~~
¦——
Z 2,5 3 3,5 4 Ь,5 5 $/Кг
г
д
V
V
S
N
ч.
Л
чч
/
-<•
/
у
3
/
/
/
/
V
/
г
/
/
/
^-™
——^,
=г-
1,5
/
1,2
/
Iiii.
5"
В!
Рис 5 18 Зависимость коэффициента г\ от отношения л/Д2 для зон перехода
жестк остей
a—2^i/R2^5, 6~s/R2>5
5.8.6. Определение минимальной допускаемой температуры
конструкции при гидравлических (пневматических) испытаниях.
5 8.6.1. Гидравлические (пневматические) испытания должны
проводиться в таких условиях, чтобы минимальная температура
конструкции при гидравлических (пневматических) испытаниях
Th была больше или равна минимально допускаемой температу-
температуре конструкции [Th ]. определяемой из расчета на сопротивление
хрупкому разрушению.
5.8.6.2. Температуру [Th ] определяют с использованием
условия
где At — коэффициент интенсивности напряжений в рассматри-
рассматриваемых сечениях конструкции при гидравлических (пневмати-
(пневматических) испытаниях.
108

1
3,0
2,5
2,0
1,5
1,0
ч
"ч.
^>
Кб*
<
3
2,5
к*»
¦и'
\
к—.
~~-
¦—
1—,
—,
0,2
0,4 . 0,6
а)
0,9 S//T,
1
2,8
2,6
2,4
2Л
2,0
1,8
1,6
1,4
1,1
1,0
\
\
Ч
<
ч<
/
уС
Л»
V
У
к /
~—
3
2,5
\г
и
—~ч
=а
Рис 5 19 Зависимость коэффициента т) от отношения
ния отверстий
a—sjRi^l, 6—slR^l
для зон расположе-
расположе5.8.6.3.	Значения К\ определяют в соответствии с указа-
указаниями пп. 5.8.2, 5.8.5.2 и 5.8.5.3.
5.8.6.4.	Принимают значение [Кх ]2 равным значению К\,
определенному по п. 5.8.6.3, и с использованием зависимости
[Ki]2=f[T—Tk ] находят значение [[Th]-Tk] и затем, зная
значение Тк, устанавливают значение [Th ].
5.8.6.5.	Условие п. 5.8.6.2 должно выполняться в течение
выдержки под давлением при гидравлических (пневматических)
испытаниях, при выдержке для осмотра оборудования и трубо-
трубопроводов и при разогреве до температуры испытаний.
5.8.6.6.	Полный расчет по определению температуры [Th ]
допускается не производить и принять её равной 5° С в любом
из следующих случаев:
1)	выполняются условия п. 5.8.1.9 (кроме п. 4);
2)	для рассматриваемого элемента выполняется условие
при 5 в мм; [Ki }2 в МПа-м1/2; i?J0,2 в МПа; значение [Кх ]2
определяют при приведенной температуре E — Тк), где Тк
соответствует моменту проведения гидравлических испытаний,
а значение RpOt2 принимают при температуре 20° С.
5.8.7. Расчет при режимах ННУЭ и АС.
5.8.7.1. Сопротивление хрупкому разрушению считают обе-
обеспеченным, если выполняются условия
—Для ННУЭ;
— Для Ас-
109

5.8.7.2. Расчет проводят в следующей последовательности:
1)	для различных моментов времени протекания режимов
ННУЭ и АС определяют в расчетных сечениях поля температур
и напряжений, а для подвергаемых нейтронному облучению
элементов—также распределение переноса нейтронов по тол-
толщине стенки;
2)	в соответствии с указаниями п. 5.8.2 для каждого из
полей напряжений определяют сгр, aq, h;
3)	зону h разбивают на интервалы, границы которых
обозначают координатами 0, хи х2, ¦¦-, хп; длина одного интер-
интервала разбиения должна быть не более 1 мм на участках, где
градиент напряжений более 70 МПа/мм, и не более 2 мм на
участках, где градиент напряжений более 30 МПа/мм;
4)	в пределах зоны h определяют значения Кь принимая
глубину трещины равной по значению хи х2, ..., х„, а соотноше-
соотношение полуосей а/с = 2/3; значение х„ не должно превышать 0,25s;
5)	последовательность моментов времени tl9t2, ..., tn выби-
выбирается так, чтобы значения Къ рассчитанные для одной глубины
х, двух последующих моментов времени, отличались друг от
друга не больше, чем на 10%.
6)	в точках, соответствующих концу каждого интервала х1,
х2, ..., хп, устанавливают значения температур 7\, Т2, ..., Тп
и (для конструкций, подвергающихся облучению) значения
переноса нейтронов Fu F2, ..., Fn;
7)	для найденных значений температур 7\, Т2, ..., Тп с уче-
учетом значений критической температуры хрупкости Тк опреде-
определяют приведенные температуры G\ — Тк), (Т2 — Тк), ..., (Тп—Тк)
и по температурной зависимости
[*,]а=ЯГ-Г4] или [
устанавливают для каждой из точек хи х2, ..., хп значения [Кг ]2
или [К^з,
8)	в каждой точке хи х2, ..., хп сравнивают значения Кь
определенные по п. 4), и значения [Кг ]2 или [А^ ]3, определен-
определенные по п. 7), и проверяют выполнение условия п. 5.8.7.1;
9)	расчет следует проводить в пределах до приведенной
температуры, наибольшее значение которой соответствует на
графике [А^ ]2=f[T—Tk ] значению [A", ]'2 = Pi/iJo 2E/Ю3I/2 или
на графике [AT, ]3=/ [Г— Тк ] значению [К, ]*3 = Mjo.2(s/103I/2,
где [Kj ]2 или [ATj ]3 в МПа-м1/2; -Rjo,2 в МПа, s в мм,
а значения fit и р2 определяют по табл. 5.12.
Таблица 5 12 Значения коэффициентов Р, н р.
a/s
Pi
Р2
0,05
0,267
0,40
0,10
0,360
0,54
0,15
0,405
0,61
0,20
0,445
0,67
0,25
0,465
0,70

5.9. РАСЧЕТ НА ДЛИТЕЛЬНУЮ СТАТИЧЕСКУЮ ПРОЧНОСТЬ
5.9.1.	При поверочном расчете на длительную прочность
следует рассматривать все эксплуатационные режимы, проходя-
проходящие при температурах, превышающих Т„ включая нарушения
нормальных условий эксплуатации. Условия прочности элемен-
элементов конструкций приведены в табл. 5.13 и пояснены в сле-
следующих пунктах.
5.9.2.	Элемент конструкции, рассчитываемый на длительную
статическую прочность, должен удовлетворять:
1)	условиям прочности, принимаемым при выборе основ-
основных размеров, во всем интервале эксплуатационных темпера-
температур;
2)	условиям, принимаемым при расчете на статическую
прочность, во всем интервале эксплуатационных температур.
5.9.3.	Приведенные напряжения категорий (стJ и (o)RV, (o)RK
при расчете на длительную статическую прочность оболочек и
трубопроводов должны удовлетворять следующим условиям:
(аJ^??[а] и {o)RV, {a)RK^K't[a],
где [а] — номинальное допускаемое напряжение,
rimt — коэффициент запаса, принимаемый в соответствии с
разд. 3.4; Kt — коэффициент приведения напряжений (аJ к
мембранным, определяемый в зонах мембранных или местных
мембранных напряжений по формулам
?t = l,25-0,25(a)m/[a] или ?t=l,25-0,25(a)mL/[a];
K't—коэффициент приведения напряжений (o)rv, (o)rk к
мембранным, определяемый в зонах мембранных или местных
мембранных напряжений по формулам
ЛГг= 1,75 —0,25(а)„/[ст] или ?;=l,75-0,25(a)mL/[a].
Предел длительной прочности Ям при определении [а]
выбирают для суммарной длительности нагружения рассматри-
рассматриваемыми напряжениями при расчетной температуре.
Если ресурс эксплуатации оболочки включает два или более
режима нагружения, отличающихся по приведенному напряже-
напряжению или расчетной температуре, то должно выполняться
условие по накопленному длительному статическому по-
повреждению
где tt— время нагружения рассматриваемым приведенным
напряжением в течение г-го режима при температуре Т1 за весь
Ш

Элем(
ов рег
poi с
судо
1. u
111
Н1з
S V/
рующи
(торо-
тор
истые
с 5 о
5>Я «
hi
112

ресурс эксплуатации (учитывается только время нагружения при
температурах выше Г(); [?], — допускаемое время нагружения,
определяемое по кривой длительной прочности или таблицам
приложения 7, соответствующее температуре Г, и приведенному
напряжению на /-м режиме, умноженному на множитель 1,5/Kt
или 1,5/К',; i—число режимов нагружения, отличающихся
температурой Т1 или приведенным напряжением.
5.9.4.	Напряжение категории (aKvv в болтах или шпильках не
должно превышать l,8[a]u(, где номинальное допускаемое
напряжение [cy]w,= /?iL/nm,. Коэффициент запаса nmt принимают
в соответствии с разд. 3.5.
Если ресурс эксплуатации включает два или более режимов
нагружения, отличающихся по напряжению и ш расчетной
температуре, то должно выполняться условие прочности по
накопленному длительному статическому повреждению, приве-
приведенное в п. 5.9.3, с той разницей, что в этом случае'
tt — время нагружения болта или шпильки напряжением
(а)зи>. при температуре Г, за весь ресурс;
\}\ — допускаемое время нагружения, определяемое по кри-
кривой длительной прочности или таблицам приложения 7, соот-
соответствующее температуре Т, и напряжению 1,65(аK1„;
i—число режимов нагружения, отличающихся температурой
Т1 или напряжением (т)зН1-
5.9.5.	Напряжение категории (aLw в болтах или шпильках не
должно превышать 2,7 [a]Ht, где номинальное допускаемое
напряжение \р\ш = Ят/пт. Коэффициент запаса пт принимают
в соответствии с разд. 3.5.
Если ресурс эксплуатации включает два или более режимов
нагружения, отличающихся по напряжению или расчетной
температуре, то должно быть выполнено условие по накоплен-
накопленному длительному статическому повреждению, приведенное в
п. 5.9.3, с той разницей, что в этом случае:
t, — время нагружения болта или шпильки напряжением
(а)^, при температуре Tt за весь ресурс;
[*],- допускаемое время нагружения, определяемое по кри-
кривой длительной прочности или таблицам приложения 7, соот-
соответствующее температуре Г, и напряжению l,l(aLw,•
5.9.6 Среднее касательное напряжение в шпонках, штифтах
и т. п., вызванное действием срезывающих усилий от механи-
механических и компенсационных нагрузок, действующих на обору-
оборудование, не должно превышать 0,5 fa], где номинальное
допускаемое напряжение \p^~Rm,/nmt. Коэффициенты запаса пт
принимают в соотвеюгвии с разд. 3.4 для шпонок, штифтов
и т. п. и по разд. 3.5 для болтов и шпилек.
5.9.7. Расчет на длительную статическую прочность омывае-
омываемых натрием элементов контура из аустенитных сталей, если в
том же контуре находятся элементы из углеродистых или
113

т,к
773
№
873
1,0 2,0 3,0 k,0 5,0 6,0 x
Рис. 5.20 Диаграмма науглерожи-
науглероживания стали 12Х18Н10Т в натрии
(x=6050/r-lg/)
\
1—S
к
\
й
\
?
—--
\
ч
\
-f—
\
4—
г, к
773
вгз
873
г
10°
6
2
да-'
Б
Ч
Z
\
ч,
>
|
S
Г
f|
\
!
s
s
т
Р
\
-L-
\
\
1,0 2,0 3,0 k,0 5,0 6,0 х
Рис. 5.21 Диаграмма науглерожи-
науглероживания стали 12Х16Н15МЗБ в нат-
натрии (x=6050/r-lg/)
легированных сталей, проводят по пп. 5.9.1—5.9.3, если глубина
зоны науглероживания hcc для заданного времени и температу-
температуры не превышает расчетной толщины стенки элемента.
Для контура с натрием реакторной чистоты значение hcc
определяют по рис. 5.20 и 5.21.
5.10. РАСЧЕТ НА ПРОГРЕССИРУЮЩЕЕ ФОРМОИЗМЕНЕНИЕ
5.10.1. Расчет на прогрессирующее формоизменение прово-
проводят применительно к элементам конструкций, для которых
остаточные изменения формы в работе недопустимы или
ограничены заданными пределами по условиям нормальной
эксплуатации конструкции (по условиям работоспособности
подвижных соединений, разбираемости разъемных соединений,
стабильности зазоров, обеспечивающих гидравлические характе-
характеристики, и т. п.).
Рекомендуемый метод расчета на прогрессирующее формо-
формоизменение приведен в приложении 4.
114

5.10.2.	Расчет проводят для нормальных и при нарушении
нормальных условий эксплуатации с учетом всех расчетных на-
нагрузок, указанных в п. 5.1.3, кроме сейсмических и вибрационных.
5.10.3.	Найденные расчетом значения перемещений, накоп-
накопленных в элементе конструкции в течение заданного срока
службы с учетом числа повторений эксплуатационных режимов,
не должны превышать допускаемых, установленных на осно-
основании эксплуатационных требований.
5.11. РАСЧЕТ НА СЕЙСМИЧЕСКИЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ
5.11.1. Общие положения.
5.11.1.1.	При выполнении расчета на сейсмические воздейст-
воздействия дополнительно используются следующие термины, опре-
определения и обозначения:
Сейсмичность площадки строительства АЭУ—интенсив-
АЭУ—интенсивность возможных сейсмических воздействий для площадки строи-
строительства с соответствующими категориями повторяемости за нор-
нормативный срок; устанавливается в соответствии с картами сейс-
сейсмического районирования и микрорайонированием площадки
строительства; измеряется в баллах по шкале MSK-64.
Отметка оборудования или трубопровода — высота точки
крепления оборудования или трубопровода относительно ниж-
нижней плоскости фундамента здания.
Максимальное расчетное землетрясение (МРЗ) — землетрясе-
землетрясение со средней повторяемостью до 10000 лет.
Проектное землетрясение (ПЗ) — землетрясение со средней
повторяемостью до 100 лет.
Акселерограмма — зависимость от времени абсолютного
ускорения точки крепления оборудования или трубопровода для
одного направления для определенной отметки.
Спектр ответа — совокупность абсолютных значений макси-
максимальных ответных ускорений линейно-упругой системы с одной
степенью свободы (осциллятора) при воздействии, заданном
акселерограммой, определенных в зависимости от собственной
частоты и параметра демпфирования осциллятора.
Обобщенный спектр ответа—спектр, полученный по ре-
результатам обработки спектров ответа для набора акселе-
акселерограмм:
(as)s — напряжения смятия с учетом сейсмических нагрузок,
МПа (кгс/мм2);
(ts)s—касательные напряжения среза с учетом сейсмических
нагрузок, МПа (кгс/мм2);
к—относительное демпфирование (в долях критического).
5.11.1.2.	Расчет проводят для АЭУ с сейсмичностью пло-
площадки 5 баллов и выше.
115

Необходимость расчетов оборудования и трубопроводов для
АЭУ с сейсмичностью площадки 4 балла определяется проект-
проектной (конструкторской) организацией.
5.11.1.3.	Настоящие нормы содержат требования к выполне-
выполнению расчетов на прочность при сейсмических воздействиях
оборудования и трубопроводов, подразделяемых на группы А,
В и С в соответствии с Правилами АЭУ.
5.11.1.4.	При расчете оборудование и трубопроводы разде-
разделяют на две категории (I и II).
5.11.1.5.	К I категории относят оборудование и трубопро-
трубопроводы групп А и В.
5.11.1.6.	Ко II категории относят оборудование и трубо-
трубопроводы группы С.
5.11.1.7.	Рекомендуемые методы расчета оборудования и трубо-
трубопроводов на сейсмические воздействия указаны в приложении 9.
5.11.2. Требования к расчету.
5.11.2.1.	Исходными данными для расчета являются:
1)	воздействия от землетрясений (ПЗ и МРЗ) в виде
акселерограмм и спектров ответа для оборудования и трубо-
трубопроводов для трех взаимно перпендикулярных направлений
(вертикального и двух горизонтальных);
2)	нагрузки при режимах НУЭ и в необходимых случаях при
режимах ННУЭ и АС.
5.11.2.2.	Сейсмические нагрузки на оборудование и трубопро-
трубопроводы определяют с учетом одновременного сейсмического воз-
воздействия в двух горизонтальных и вертикальном направлениях.
5.11.2.3.	Для определения сейсмических нагрузок могут быть
использованы:
1)	три акселерограммы для трех взаимно перпендикулярных
направлений;
2)	спектры реакций, соответствующие заданным акселеро-
акселерограммам;
3)	обобщенные спектры реакций.
5.11.2.4.	Значение относительного демпфирования принима-
принимают равным к = 0,02. При наличии экспериментального обосно-
обоснования допускается использование других значений.
5.11.2.5.	Оценку прочности оборудования и трубопроводов
при сейсмических воздействиях выполняют с учетом требований
п. 1.2.14.
5.11.2.6.	Необходимость учета совместного воздействия сейс-
сейсмических нагрузок с нагрузками режимов ННУЭ и АС
устанавливается проектной конструкторской организацией.
5.11.2.7.	Оборудование и трубопроводы I категории должны
рассчитываться на сочетание нагрузок НУЭ + МРЗ и НУЭ + ПЗ.
В случае, если принятые для расчета акселерограммы ПЗ и МРЗ
различаются только амплитудами, допускается не рассматри-
рассматривать сочетание нагрузок НУЭ + ПЗ.
116

5.11.2.8.	Оборудование и трубопроводы II категории долж-
должны рассчитываться на сочетание нагрузок НУЭ + ПЗ.
5.11.2.9.	Расчет выполняют линейно-спектральным методом
(по спектрам ответа) или методом динамического анализа (по
акселерограммам).
Если первая собственная частота колебаний больше 20 Гц,
расчет допускается выполнять статическим методом с умноже-
умножением ускорений, полученных по спектру ответа, на коэффициент
1,3 для частоты в диапазоне 20—33 Гц и на коэффициент 1,0
для частоты больше 33 Гц.
5.11.2.10.	Определение напряжений и деформаций допускает-
допускается проводить в предположении статического воздействия най-
найденных расчетом сейсмических нагрузок на оборудование и
трубопроводы.
5.11.2.11.	Напряжения в оборудовании и трубопроводах
должны удовлетворять требованиям табл. 5.14 и 5.15.
5.11.2.12.	Средние напряжения смятия не должны превышать
значений, приведенных в табл. 5.16.
5.11.2.13.	Средние касательные напряжения не должны пре-
превышать значений, приведенных в табл. 5.17.
5.11.2.14.	Расчет на циклическую прочность проводят по
разд. 5.6.
Расчет допускается проводить, используя максимальную
амплитуду напряжений, определенную с учетом воздействий
НУЭ + ПЗ. При эгом число циклов нагружения принимают
равным 50.
Указанный расчет допускается не проводить, если суммар-
суммарная повреждаемость от нагрузок, действующих на оборудование
и трубопроводы без учета сейсмических воздействий в процессе
эксплуатации АЭУ, не превышает 0,8.
Таблица 5 14 Сочетании нагрузок и допускаемые напряжения дли оборудовании
и трубопроводов
Категория
I
II
Сочетание нагрузок
НУЭ+МРЗ
НУЭ+ПЗ
НУЭ + ПЗ
Расчетная группа кате-
категорий напряжений
&)!
Допускаемое
напряжение
1,4 [су]
1,8 [а]
1,2 [а]
1,6 [су]
1,5 [су]
1,9 Ы
Примечание Для трубопроводов АЭУ, прошедших оценку прочности на этапах
статических расчетов, допускается проверку прочности от сейсмических нагрузок по
мембранным напряжениям (as)j не проводить
117

Таблица 5 15 Сочетание нагрузок и допускаемые напряжения для бол гон и
шпилек
Категория
I
II
Сочетание нагрузок
НУЭ + МРЗ
НУЭ + ПЗ
НУЭ + ПЗ
Расчетная группа катего-
категорий напряжений
(°Х„
(<*.)*»
Допускаемое напряжение
1,4 [o]w
2,2 [ст]„
1,2 [о]„
2,0 [о].
1,5 [о].
2,3 [о]„
Таблица 5 16 Сочетание нагрузок и допускаемые напряжения смятия
Категории
I
II
Сочетание нагрузок
НУЭ + МРЗ
НУЭ + ПЗ
НУЭ+ПЗ
Категория напряжений
(о,).
Допускаемое напряжение
2,7 [ст]
2,5 [ст]
3,0 [ст]
Таблица 5 17 Сочетание нагрузок и допускаемые касательные напряжения
среза
Категория
I
II
Сочетание
нагрузок
НУЭ + МРЗ
НУЭ+ПЗ
НУЭ + ПЗ
Категория
напряжений
(*,).
(х.).
Допускаемые напряжения
в болтах и шпильках
0,7 [ст ]п
0,6 [ст ]„
0,8 [ст ]„
в элементах конструк-
конструкций, кроме болтов и
шпилек
0,7 [с]
0,6 [ст ]
0,8 [ст]
5.11.2.15. При расчете на устойчивость допускаемые напря-
напряжения принимают:
при Gkr<RTp0t2 [oc] = 0,lakr;
при акг^Д?о,2 [ac] = 0,7#Jo,2-
5.11.2.16 Оценку трубопроводов по допускаемым напряже-
напряжениям устойчивости можно не проводить.
5 11.2.17. Допускаемые перемещения (прогиб, сдвиг, смеще-
смещение и т. п.) определяются в зависимости от эксплуатационных
118

условий (выбор зазора, недопустимые перекосы, недопустимые
соударения, разуплотнение герметичных стыков и т. п.).
5.11.2.18. Рекомендуемые методы расчета на сейсмические
воздействия приведены в приложении 9.
5.12. РАСЧЕТ НА ВИБРОПРОЧНОСТЬ
5.12.1.	Расчет на вибропрочность проводят применительно к
элементам конструкций, подвергающихся вибрационному нагру-
жению.
5.12.2.	Расчет на вибропрочность содержит:
1)	определение спектра собственных частот колебаний и
проверку условия их отстройки от детерминированных частот
возмущения,
2)	проверку на отсутствие виброударных взаимодействий
элементов конструкций с целью исключения повышенного
износа;
3)	расчет на циклическую прочность с учетом вибронапряже-
вибронапряжений.
5.12.3.	Рекомендуемые методы расчетно-экспериментальной
оценки вибропрочности приведены в приложении 8.
5.12.4.	Расчет на циклическую прочность с учетом вибро-
нагруженности проводят по методике, изложенной в разд. 5.6
настоящих Норм.

а.
ш
i
X
3
X
о
S
>.
а.
О
о
<
m
о
о
m
о
ш
о
ш
у
if
г §
S 5
IS =
ч т
г, Я
Й «8
1 й
s i
a S
1 §
I "
? -
s
Ё 1
ю =
г*
о
14
ура,
3
с
S
Н
873
F00)
823
E50)
773
E00)
723
D50)
673
D00)
PS
PS
„s
373
A00)
До
293
B0)
к
1?
X
Ё
Сортаме
стали
плава
Марка
или с
i
ОС
о
с*
с*1
?s
353
C6)
r--
c^-
я
S
.с
s
Горячек
я сорто
сонная
СтЗсп:
1
\
Г-оо<
^ог-
1
pa
- r
NrN ON r*"
ГМ *f V
§**
с/мм
и:
л
сювая с
S
о
лщиной
MM
Oo
<c
cr
r-
я
r
s
a;
-11
о
f-
<
с/мм
г
To же,
1НОЙ бо
3
1
?
о
§
1
1
1 1
I
1 1
о
Л*4 Г*
ч
н
То же.
1
1 I
1 '
| !
!
i
I
i
!
1
1
1
1
1
ESji?:f>223S??<s'
15ч? о 2 & С? ?^ о1
!*^S122SS^S'
о
ю Я
gS &
32
120

ОО ОО V) 25~Г- ^
- ? о ? ? 2- § ? ^? ? 22 f 2 м Й 2 ^ 5
— ^ — G *<"> 2 -
>Е С
ON
о
„С
е2
S
о
о
3
ю
лодн
о.
1
6
S
а
ванн
S
й
о
я
S
ружн
121

¦g- J^oo ?>oq \
(Nm^^Tj-
1Г2 ¦* S^t Gf^o Я <
tvm"flN'n'}mvo-"'t00
¦§6
122

«-и CO О ^OO ^
O j O i^t O
(N CO CO ^ЧО ^
э ^О, О —< fC1^
^K N Ы,
.-S.ssss^
^4 N ft< ч
5 S S 5 S
K >ia^ta >i2^
^4 N ft< 3^ -5^4 N OS 3
3
i ll I
°§p
123

g^SSSggft^lP
f^%3^2--
i^2^^s^-2!5i§!
jSb^SpV-23
i^iA —irn
vo ;~*tn гм ¦* ^t~-;
tSO^N^
itS'^SQuiMi
fr^^fTrr^'
-5 5? 5? -I.
if,
J З'гчл "9 ч-н Н 5
1 Ж S -i-
3 5 о аг п. о
124

^^-^^^g-m^gogPl^RgSg
J ^ ^ П fN J^ 't ^ (
43 ?^o «г^*ю СГ<
o\ iri гм <^i Ст\ <
f^KR^sS^P^S
^ чо /™ч'~' ос О1 ?Z^^O "^"^c
i*c.M;f^|.2i®
^ N e<
^ N ft!
^ N ft! Л ft!.
SI
si
lie
Hoc
125

I i
i I
"^Sa.sS.-^aS.So"**^'
i (N ^^ o^ "^ ""^ t
^4 N u<
: . .
x N ft< ч
^Ч N OS
-ч; N ^
126
с. в
I*

I ]
^S'Sfti^Sss^^S^sg^i^^g^oH^fP^ss^
^-Зо^Д-З^^Р^-ЗР^!?2
s-ssk^^^^ssp1
¦-зр-'й&й'
?OO О О i^u"! г?^О С
-~ЧО U4 О :^ТГ ?fO t
^Ч N Ы,
^Z N ft<
1-чГ^»< *й< A^f N"u< wO? Л'
« н ч
га 1> о
я я й о
§!§§«
о н ° 3-е
U О CU Я G
III
si
127

I !
I I
> rN -~-t-- S?=* м -г i
) ,X C'l fN Zr\ ^*- ^ * Ч-* ^*1 »^ ^
^ Zn*> ¦* о:
} ГЧ ?r^^O ^O\ C*i —
is^-^^ss^-;
hoc
s?2
IS is
128

1 I I ! , I I
MM
$3.20,"
Г-" *: о ГГ-м; ?Г-гч х о ;
Ooo<N;
<	> U(-> rN f-^ ^^ Д^ «^ l
:ЛЯ~>~'
^ сНз
; ix" N =<
129

I I
] О ?^-*t ^^t ^ С
ОО ' 'Г^ 1лчлгг1 1^" С^ пл "Т ' TN Г
^« ^ ^Т «11 О ^v_l ^ГГ С
^*T<rf-li ' ^^ 1_^_ ¦** "^! rsl '—'
Г28?????28
й Р ч
130

?^3F
, (N rn cn *o v*i ^R ¦4^
' -—I *~'	fS) CN Д,
=§?g«?2
Ж o?S o^<~- <N 2? СГ'
<N — ^2 <N 3 — <^ (N ? '
> ^ —' ^ О ^ ON
й§5
—< Q VI il^OO
"N a; ч
1 Ml
II
с з о
«о
о 5
!
131

! I '
'*25ЯЗ-лЭ
о 22 Э I
> „ <^1 t^ OO —, П
ix N*c<
х N *;
Ш
6 t-
132

~ ^<ч гг- о ST\-r
^p\ S-oo -. с
о;^
,^; \ aa; ^
§«_
о |
5 = 2
Хй2
о" 5
M
133-

134
^ W ^T ' SL^ '—, SLJ ^ C^l ^- Si^ ^. SL^ ^
id ^?/^ S 4? 3-1* "
rj oo w vfi сргч с
« С
' T> ю ¦*»-"'
й^С
И _C
-^ tsj ft;

:--. on o ;t-<n :
: ^ чо a Q =;-. i
v> чо чо С>о С^чо v> cn ;7^г~- ?^<N Q (N ^t^ ?^о чо (N jTT4^ r-^oo —< c^ ^o C2
=«3SS^=8
Г^йс
¦« r^ t ^J CN J
11^- —" iC41^1 CX41^ с
..2
il
» O
So
й X rtO
135

¦' гХ м„'3п "* ¦* "*"' —<
Г«п g>wi о о ^«-i ^Г^- о я, f
t~:S — t^1^
чо о4- [С4^ СГ*^ ^ ^ <
) ЧО ОО ^>fN ^ с*"
-*^-^~
Й5
136

I I
2 го ^ - TJ- TJ- ? t-
^ г?<гзгг <
;-i/-> О (N g4* J^""> ° M
^^о^^я*(
2^T cj o\ wm U.-T cj со
! _, К К ^ M m .
;ovh< —r^c
^ _ м-ч ' "' '^ I
^
Г1 „.J
H§g
ll
ei
о ^~
Hoc
137

138
I I
"^¦-*^!Г;^--
:as^~ -*<ns
: t- ss -• -? t- s о
ir — t o> .9 ^t ^ --'
^ O> 2 --< fN •-" f
' t^- V~i ?^CO ^—" t^-
5S^|:
-<N"K>bS-.^4D
SIS!
С «or
o3
Hoc
S

I I I I
????233??§^35??=
о<2?е'
S2?e'
— о >o i^o t-QIO f^00 Г?:
^t~- «QSMt
>—. P (N C^v-l ;
^N«^^
6 н ч u 5 u|
; — „г«ч
5 5
139

I I !
„^мт-.!л4 "">-*
8 8 - c^ ¦" § 5.2 §r * 5 s^ 8~ * ° S« a'
>Zt wi2SЭS^T?J«Z
5,2 § ы ^ 9 s?i S^ ^ ^ sS S- ^ й йй a,-
5 Op О Хл"^ C^C
] —« rn t^. J>; *-*" J
^S'
^2^C,
?ч~*
140

{sH?
*
с
?*§
s _ s
*'S с
о ? i-
члой
SSSS
^ s;
V
s
Пок
>s
s
толщи
gc
о
H
r
50 mm.
141

1 I II i
;g=s
T.rt со oo го f^r<i
r=SSS^S-:2«»5a^M2Si
в
STce
й я
=« с
^ N t< ¦
-"ч; N =< s
S-ч: N o^
142

'3:еЕ;
^5 <=??¦*{
о jr-t ^чо о eh;
ГйГ
Г~Г- f^o\ г? о j
о> iC-tr. S^^ <
!"^^ й^о"^"
л^^ска-
i E Uf
« s зм
«38„1
оЗяою
с d Чюм
>,« о о К о
»ss8, gs§
tn S Й Ч
^ W X К
g 3 ? s
? ojg
&. ы о
ж н я
111 =
II*
ж н я
So
143

rs| V)
- о -~ <N g^c со со jr-o f^-cn o\ с
™ ^ g s ^ s - ^ §
vo ?¦* 3	^о ,
-I S2 |,
2 ^
^ ,ч
> Q J5 1> S
0.8 g
4(N
144

i !
о»*
23Й
2??
2?2
О O4(N
OONC4
??§
иоо
g?§-
D0)
186
A9)
15
D2)
196
B0)
15
*—^ЧО '—'>/~l г
D4)
216
B2)
15
|й§-?
ISl-;
333
C4)
402
D1)
(Sf)
Iff
47!
D8)
491
E0)
49!
E0)
1
177
196
206
226
235
245
245
255
265
275
I
So
о
i
g
tN
IN
KLZ)
So
tN
^- f~s 4D
-Й5
MCSO
NNO
MMO
-~|
гч™ о
Г4™ OS
ГЯ OON
MOO
961
(i?)
D4)
226
D8)
235
m
Ш
m
E7)
304
is
i
B4)
I
§
B8)
F2)
C0)
C0)
(Ш
(It)
2P!
ON
OtN
on
O(N
o —
o —
o™
2"
o —
373
C8)
51
II
Ш
Is
ON^
590
F0)
ooog
S i
MS1
ЧО fJ-O M Г4 g-iQ ffO CN
si2lll2"
1 \
392
Г40)
IS
2 fn~° ?* ° fs"S oc Я°?
S|2S5ggg2S
559
E7)
SB-§ISg2-
2 f?2 ™, oo S'S P^2 m
Я^2 m^JP^2 Я
589
F0)
598
Г61)
A9)
86S
618
F3)
628
Г64)
i
-к2-
ggsa
g|2m
5I2-
й^2^
SI2-
ОС
oh
S3
ooifi
Н С
145

II II ! II I I I I
:rt?-fi^str
<-* friTrn i-^w *N O> ?>, «N /-». w EN OD *-<rSN —*. <™= tN ЧП 'J-CQO ~-Tc^ *> "¦» » >CC4 1*-. GJ «N
r~KQ=:-f
¦ os ^ 3. \o s;
— oo if~— SS~<2 — r
f ¦—• ^r-o ~ со r^™ ло — r^ ^o s?o -
, —• -f О - O> r
> ~ <n s?--* ;?<ч s? <n s?1* ^<= -r
fp(?oo«i;
Is
s :
,-^ M ft;
=^ N 05 ^.o;.
fa
146

vSrv-"* K.S.S
S ? 2 <^ 5 <=> — S
t ^C; ffov c-
SS?^«-
rO —ч ^О ^^^* t™1 ^ f
Ч Г- O\ G>—
i —rj- p;
«-* r-^rn:
ГТ<! C^ 00 ^-ra '^'^O ^ ^ «T'f^ Со4"» "" °° ^4'~l i
^ ^"^ ^ OS Q^r^- CTVri *~"
b1^™^
:S^g~P^™5
SS|
S S
05 jS.cc;
н 8Й
4
Us
iSS
"н я S
147

МММ
I I II II M
I ! ! I I I I M I I I I I i I I I i I
tfs?2Sa?2?2S?!g?3:2Sgg^
~ч	(Ч ™ „-, ^*
i"j;kvs«
" О О U	л
§2 к
148

¦tf-St»*-'
iOns^NSi
:-<р i^m — (
о — гл f^40 S~o\ i
J-чо r^rn - сч ;
--40 i^rn — oj
ai С
3 О „
С чо
ffl g-
hoi
8 is
о ^
о >
g
IS о s | 8 I
a. « ° s 2
2 С у« н
ЭчО
149

табл
I
Продол
и
Ьй
я"
н
873
F00)
823
E50)
773
E00)
723
D50)
673
D00)
623
C50)
573
C00)
т о
473
B00)
423
A50)
373
A00)
ш
т
Характерис-
Характеристика
Сортамент
Марка стали
или сплава
1
1
!
I
1
I
!
1
1
I
!
!
1
I
1
\
1
То же, от 20
до 60 мм
Поковки
диаметром от
50 до 100 мм
КП440*
Поковки
диаметром до
300 мм,
КП490*
То же, до
100 мм,
КП540*
То же, до
100 мм,
КП590*
X
г-
<
о
150

1 I 1
1 ! I
1
1
1
1
!
!
1
412
D2)
206
35
491
E0)
422
D3)
245
B5)
13
35
491
E0)
SSs?S-mgsSsgr"'©^*^ "*S2?? "o2^E ">$!?«§.-"* §!
?^g?~r^«$s.-^g2?:e~'*o2?? ^§2?:g. ^95^а~* S5
1
1
1
1
c0 С
.so
«ar*r
Jft
^, N 05
^NftjAft!^
IP':
«as-
151

.—I П I 1^ -л. Р- „ г- Г
^оо ^-;
152

1
i
491
E0)
fl
491
E0)
510
E2)
510
E2)
520
E3)
540
E5)
1
1
392
D0)
177
A8)
14
mm-
О „ — «I — j^O ^— m ^) ^jq ^— ч
\
392
392
422
432
Iff
441
451
451
461
461
471
I
I
D3)
|
(Sf)
1
^_
(LP)
(LP)
177
206
206
226
235
245
255
255
255
255
255
A8)
B1)
B3)
B4)
1Л
B5)
i/i
B6)
B6)
1 A
TOO)
•4-
гор)
-iO —
)O-
- УТЛ
B6)
1 Я
ч О—¦
1
(Of)
2^
D4)
1
D6)
D6)
Г-
S-
D7)
177
206
206
226
235
245
255
255
255
255
о)
§
B1)
B3)
I
B5)
d
ct
Ci
1
B6)
—<'¦*'
2^
— "»•
— "»•
ЧС >/T
— Tf
1
323
C3)
323
C3)
Ш
pi *¦*">
i|
!
137
A4)
157
A6)
157
A6)
177
A8)
177
A8)
F1)
981
(or)
S6I
195
B0)
195
B0)
195
B0)
Щ
i
г- О m
г*~ О m
г- О <N
— in ON
= й|
— Oo)
o)«-> —
OJO О)
OJO О)
o)"-i о)
1-
moo
О)-?
1
D0)
(Of)
(If)
o?
D2)
I
D3)
|
SftS^XNas^
и S
о -о о
Pill
u S S 2
й S- S r
Hgo
4 —
и о
Ss
153

г- s^™ "з ^ г
^s^s-*
5 ?^СЧ Ю — !^Ю гчГГЧ i
:a^_m=>;
^^^^,QS^.-^
v~\ f^^D W-) О ',
го ^г-ч? ;Г-1- р
^ N«%!
ё-1'
hor
S5
Ч
. оч
: & t и | & § о
ISIёЙ о ч
1 ы и й О< 5 в, й
1 »• й\2 S о н
~! О S S Н л
ai
154

[—.«-> О
^с?к=з
^N^eS-'sS^rS-»
i = ? ?s°^-;
^"^ ¦* ^~ !??<=> ^?° ^J"
^—" iC4—" <^
Г^РС^— о 9} г?Р Я4^- Р vp'jpS'Np
^ N ft! Aft; А^ N <х &az &^Х N
--ч< N ftS ч
155

'---^2?S<?3J
f2r-»i,
^u-> \p —• C^-g-;
-«^-^-°;
.. --¦ -~ — m -^-,
^ N <<
156
s-g
XX
^2

i I
о ?*¦—ч i-~T— l
^feSg-*
О <N -^T"* i?^f m —¦
S"Ci S"^ ° 5\ s^S S~— ?
»K-K-'
>p^-.^~.
>Z^!ai»^2-t
,^ N о-
^ N
1^-11 i
я S
ее
157

?S??SS
S?sf?s8-s
1-O-^S-
t ^S^
•* 9S ^ Э
Г-оо ?joo о as s
•* >oK^
-1- oo
ilsss?
OS ^Й-OS w^Tn" os w^A^N BSv
j- ч s « i
bsie
158

i-^^ff^o
о СГ4*—' iCs'—¦ v~> со ^
Г4—О— >/-> 00;
^Oinr; ?Г-оо ffO <
^O'??<N <T> \D f
aCt—2"
о S — L-!-41
?§?3?
i-^nj-^-
; — "->^^c^5
2 2
Nft;wft;-
grT"
-^ N ft; &
g Я о
s"s * <
И 4 u Я Я 'g <
§?.Яо g §^
si
51
о S— 5-,
о |g 82
CrsSm
*~' ^* я* /^ L^
159

О) Ci— С	(N f^ О) 5
>T ^ ¦* О <N X>T
mC—C- rnC-<NCt ^^2-1-S-	«lC^ft 1-2-'
i^-^-p.s^.-410 ?
-•л pasg-^ts^
^ N
N ft;
о ™
3
h
¦ s «;
11
5 и
160

1 О О f^*O ',
;^*SsgS!3-?SK^
) о jo c~-—
- •* ffi vol Tt-- ¦* я *.K ?>."
^r-OS-i
r^^2S?:
Is
- >° rn 3 - ^f ^o 2? t~-:
¦T3 С
s s
go S о S
о %
!HS5
§|I
- u>s 42)
< <
ее
як
XX

1 а оо -~~о ;
it-^
О 00 ^—* (
1 О pq ^-- ^-m о r^ J
? Гг iC4^ ^<^ Q tr^ ^^> ?
V) ч_) "^) S/in i-^ГЧ t
;^^-g-ooS^
¦5. "-5.s?s? -
3 °
oC
162

я> к - \а - "-> -;
^ —¦ "* 5r ft. ft) i/-> —' '
-¦^ r~S^
:?SSS1
S^
^(N О 5t ??^P i?<N
SS2*^S
"¦г-Со"* о —
2 й cs «э ? чо;
:^-з- оч^гл
^ N =S
163

I ! I ! I II I
111!
lilt!
? S P! f ? ??
1?^1Я2м?(ч!2!
:юомгют«г:<
^^«ГЗ as
-МГЗЗ^^ГЧ,^
t- » H ^ r~
s ".-?й?г?-
.. §
5I
ag
164

; i
1 j j
!
I
1
|
I !
i i
1
!
I
1
1 ' :
1
!
1
i
!
i i
! 1
i
1 i ! i
M i 1 i
1 ! 1 ill
1 !
! ! i 1
i Ilii
>Sm"-"* ^o
r—r> с?г
S s н
я 4 a
5ьоГо
2 о я 'о
165

> —— ^^с
, ГЧ V) fTs| ' "sT W) IN	—' ¦f^rt
^O ^D ^OO C^fn >¦
• S ой Vo~Z
)-*2l*n" f)S^^~
115
166

*OO«g-(
I I i II I
r^^-Q^o-
-** 5fS<?C
t^S»!?™ *¦?
-vO^-OOOO'.
г- к ю К — -
FSg^K--*??^^-
5
-I «-
¦ 5 s s
b	i
Or-
S	^ X Д
fc- . Г" X ^ i_ ^
аоОоячоюо.о
CL Cej45 И ОЮН
167

; — r~ j" -&
3 Я - ^ к S.S5 S-
rtS^C
J ^-ЧО ^J О О <N ;
5fc2JRS?J
Mir
В I
Р-'Э
.с з
168

! I
Г— ;O<N чч «> ;
=s-§
O.JJ о 8 So S
II
я С
> «Sis jfs
„ о S
169

Г " 1 !
,os?o^;
- p ?>o so p
(NO^-O^—О
О О ,00 2T~(N О
5i/-> m ?foo ;
1 ""* Я С2-—;
N^oisp-;
?^=> !O — ©Г- SS"* !Q
— r?^P «?<=>?= =
^ю Сол —'.
Д
^
-4 N
по
1 ' ' О Л •-* ' О	H 3
«go
о О
if
II
я °o
о ячо s

SSS^agSgss Ss-sgasSsBgasSgs
?3
(N (^ ~- *—
S§2§—	gs'SgS'SiS^? s?g^o^g^g|?
— ЧЯ— о t— "Т,\
- °^ rvj rsl 1Л ~? -H- ^°
:^^-f
'„М^ГЧ'Л'Л™!
l
-ч; IS] о;
O Ч
д г ) 5 w й 5
ВО Оч О О К <
Ч в и ь Чс
оо<4
О —
171

о
hi
pa.
f-
мпер
H
f.
н
с.
X
али
!3
S"
S
г-
&
и
-j
S
873
F00)
«¦.о
г*з </~>
773
E00)
723
D50)
673
D00)
СЛ О
473
B00)
Г- О
fi —1
ng
293
B0)
gas
*/") */") (N
~- <Ч V)
«от
-^
§2? я
о
о
ч
•*
н
X
00
X
S
294
323
353
Я
353
го
ГО
373
гч
m
412
„
г
*;
;
о;
Токовки,
1
я
so"
1
<г
00
38^
i
E0)
s
<
р
it
I, ЛИСГО-
н
к
108
118
811
128
137
г-
t
г^
•*
157
i-
—.
167
SO
-
OS
Я!
О
и объем-
вые
(?1)
С?
(t6)
§
Sf
00
оо
о
оо
S
to
о'ооо
-~
1
о
штампов-
ные
>
овано-ка-
N
е заготов-
голщиной
Is
294
323
353
353
353
373
г.
412
491
) ММ
Го же, бо-
о
1
§
C6)
C6)
s?
38)
D2)
E0)
-^
S
о
-2-
0 до 300
лее (
108
118
128
г—
SJ
157
t-
•~
167
SO
—
196
я
в
О
«С
2
§2P!g
r^os^^i
— ri
^—aorsl
j-^Csl rr, ^
^400[J
~^ Я
О ^ .
аготовки
C0)
1
§
Ё
I
s
~~
D0)
D4)
i
о
(к
e поковок
в вид
OS
Г,
ЭООО
XX
tN(N
108
118
118
128
137
г-
—'
157
—'
167
SO
196
С
С
ОС
о
?'
О
13
1
S
g
|
5?
A6)
|
2
Р
листов и
для
<N ff~, r?2
^^os
m
г-,
_OJN
000°
С
4N'oc
поковки
Тисты
труб.
1
с
Ё
1
1
S
-
^^
1
-
I
I
S
о
иной от
128
137
137
157
167
г-
''
-г-
—
SO
—
196
235
С
=>
О
толщ
0,5 д
— (Nm
2П?
СО SO (N
os r~- eN
OS^Orsl
r^i m ^
S
U
172

"о <~i o _ о «го 1
Zi ^Гй <^«ri vo Sr о?Я "OMSK'S'
?^^ i
™ N2 ifi>- pr, ГЧ <
451
520
540
IS
§2
E5)
196
о о »п
СЧ,* !П
451
520
540
D6)
167
A7)
E5)
196
B0)
422
441
D2)
196
D3)
196
D5)
196
о* с
is*
460
D7)
(IS)
OOS
185
196
210
B1,5)
55
В
S
in
in
450
D6)
Is
180
A8,5)
200
B0,5)
о
in
in
о я s 2 A
as
h к S ан к ^2
Я «" О S О О
н я S а н я ^
i S'sl
173

о.
,
акте
5
THKf
?§¦
ий
773
E00)
673
D00)
РП О*
ЧОсп
Ро
mS
473
B00)
mar
^о
at ^
rid
ортамент
¦J
Я
ч
ь
S
00
о
o
о
о
¦л
in
en
ro
ro
373
r,
m
392
<N
l' '
СЧ
"*
s
412
¦*
„
•*
491
о
¦л
я
Р
С-
C8)
I
&
41)
г?
ГО
s
E0)
rj
^1Л
—
1
оо
00
—
00
г-
г-
—
137
¦""
—'
157
157
-
196
я
оГо оо1'
гТоооЗ
0го ^ГО
-V.oo?
2Й^Й
Р">°о?
o't~-oo<N
С-ооо©
/—, га
s о о|
J-Ehl-fcU „ JF-E
Листы
S
XI
о
цинои от
НТО
¦з 50 мм
ч
Заготовки
(N
ГО
©
(??)
?
С?
'—'
Со1
f
E0)
fT
w
—
|
оо
—
118
-
147
—'
177
177
VO
•~
чо
—
2
—
я
о
де поковок
итамповок
я
ю
ю
я
С
с
So
'—'
о?
¦—
2
2
¦—
р
F1)
&
W
(кгс
СЛИТКОВ
гл
я
— о
— го
""*
— 1/4
— u-i
^^
m oo
а?
(N>Ai
ОчО
глг-1
ГО U-1
SS?
Г-О
"""
;ой не бо-
15 т, лис-
и листо-
штампов-
ковано-ка-
ie заго-
и толщи-
JSsaO
н«8нн
м-
ГО
323
ГО
ГО
333
ГО
СП
ГО
392
392
(N
¦*
СЧ
•*
491
о
¦л
я
S
до 60 мм
То же, бо-
о
Со
C3)
I
?
1
сч
w
E0)
<N
—
1
l
60 до 300
n
!-!
ОО
оо
—
118
г-
—
147
с-
г-
177
177
VO
•~
VO
186
чо
—
я
s
0"^ '^ (N
О™ ^ГО
f?
,-^^ГО
О-^ГО
С^очоо rj
^^ ГО
oo'ooog
С.Мгпсо
оо'счоо ^
^СЧГО^,.
Зч'Оч OS
о^счо©
©СОО©
r^ro-*,^
	 я
Листы
1
p
E2)

1
о
J3
цинои от
0Л1
^2
сч^.
216
B2)
счГ5
226
B3)
я
С-
-1
<*&
до 160 мм
HO
174

21
34
292
B9,8)
132
A3,5)
13
21
36
316
C2,2)
136
A3,8) (
14
22
38
340
C4,7)
140
A4,2)
16
22
38
360
C6,7)
150
A5,3)
19
25
38
380
C8,7)
155
A5,8)
21
27
40
400
D1)
160
A6,3)
23
29
40
425
D3)
165
A6,8)
25
270
B7,5)
112
A1,4)
14
20
314
282
B9)
114
11,6)
14
20
333
assess
306
C1,2)
127
A3)
15
20
3*3
317
C2,3)
137
A4)
16
21
363
328
C3,5)
146
A4,9)
17
22
363
340
C4,7)
155
A5,8)
17
22
412
351
C5,8)
164
A6,7)
18
23
412
363
C7)
173
A7,7)
18
23
432
385
C9)
191
A9,5)
20
25
510
Й S"S S"o «-> 2
Р*рГ~ЧО
!8gR8
392
392
392
392
412
432
432
451
471
о
«¦>
520
540
D6)
226
B3)
30
598
F1)
E3)
235
B4)
34
667
F8)
^ N as
^; N es
> 2 UK
175

атура,
©
к
1"
X
к
н
5
°°?
то
оо.?,
773
E00)
т о"
то
623
350)
573
C00)
то
473
B00)
423
A50)
373
A00)
323
E0)
293
B0)
Сортамеш
ЧО
i
НО
245
265
ГЧ
294
294
294
294
314
я
С
о
ей
иа-
ая сталь д
S
из
m
X
i
m
f^i — m
f^l (N
ocTd
О О "/"}
m c-j m
oo
u
6 M
н а
етром, с
оной квад
2 a
N
а или голщи-
ой до 60 мм,
s- а;
ОС
ев
Алиброван
ь 6
ю <-
га ль диам
ом или с
о Р.
о
530
549
569
598
809
638
667
706
ее
<*
S.S я
оной квад
А ДО 70 М
Горячи
Р. г-
^_
w
56)
E8)
F1)
F2)
F5)
I
G2)
,-,
1
р
ва-
аная и ко
н
1
ЧО
226
¦л
г^
in
г!)
245
294
294
294
я
G
иа-
ая сталь д
я
w
B3)
q:
^_
§
!¦ "*
Ё
Ё
C0)
1
§
S
CJ
-ох
— о
— г^
— fN
тчо
-и
чо о
2Й
2Й
к s
етром, с
оной квад
i ИЛИ ТОЛГ
<*
о
¦л
530
о
in
549
569
Оч
598
608
638
667
чо
о
я
S
ОЙ
W
i
in
чо4
F2)
Ч?
G2)
Ц
CJ
О
ои свыше
о 100 мм
То же,
ее 100 до
с;
чо
226
Ш
245
265
294
294
294
294
314
гЧ
G
ОЙ
>'
гч~
Ci
B3)
B7)
осТ
о1
C0)
C0)
1
1 1 ®
г^чо?
--Й
= 21
—-1 f4 ^
™ fsj ^
-NS
-NS
1
о
a
s
Поковк
(N
PQ
(N
X
00
X
g
00
I
F1)
F2)
I
F5)
F7)
s
(OB
3 СЛИТ
я
<N
294
м-
m
m
m
323
323
m
323
323
343
343
343
я
С
0Й
s-
o
ассой до 1
Si
•—'
а-
ч1^-
C"
mi-
g2
r> —
m —
176

~аз<*.&^5
чо
оо
о
о
о
я
о
о
о
о
гч
о
392
D0)
412
D2)
441
D5)
5s
491
E0)
510
E2)
530
E4)
549
E6)
569
E8)
589
F0)
93
(83)
SLZ
[CoOsOC
Sov'r-c:
m&
¦Jmoc
2moc
'JfJcc
2g= =
392
412
441
441
471
491
510
530
549
569
589
589
D0)
265
D2)
275
D5)
275
D5)
294
D8)
294
E0)
294
E2)
294
E6)
294
E8)
294
F0)
294
F0)
294
§s?
ooo
§s?
is?
is?
is?
is?
392
412
441
441
471
491
510
530
549
569
OS
OS
m JC! cc in
D5)
294
C0)
26
E2)
294
C0)
29
E4)
294
C0)
29
F0)
294
C0)
29
mi-
»3
я§
^^
И®
!•- OS
^oo
D0)
265
B7)
D2)
275
B8)
sSa/
D5)
294
C0)
E6)
294
C0)
E8)
294
C0)
qS
n о
5S
-• о
3S
-o
oS"Sr-o
SoSS^S,
^ in^ o*
go os 3^ чо °^
oo2iS?
о
о
о
о
о
о
о
о
о
о
s
804
834
834
834
?
ОС
883
00
883
о
00
00
о
00
C8)
оо
оо
оо
1
1
1
1
1
1
(90)
1
540
E5)
559
E7)
@9)
68?
@9)
68?
Ж
т
@9)
68?
589
F0)
@9)
68?
@9)
68?
589
F0)
589
F0)
^: N ft; Aa: A^: N
%&\
ао я —
ТО !Л» м *—' ТО **•' **•'
н в 5 ан и ч
177

о
ы
атура,
ё
з
и
ис-
8-
X
s
н
га
Map
тика
амент
с
3
или
873
F00)
С") О
00-2.
ГГ> Я?
эт®
673
D00)
этсГ
~-
573
C00)
с??
??§.
это4
373
A00)
эт_
этд-
VI г-~
VI Г~-
VI г~-
а.
н
—
10X1
736
¦Л
"-
785
Г* 1
J.
834
834
00
сю
834
00
rf
оо
ОТОВ
Я
G5)
441
ы
S4"
&4
о4""
S2.4
(80)
441
w
(85)
471
s|
-о
^о
(85)
490
-о
^?
я
о 6
&а:
«О
ных ;
КП45
ё'§
S ч
о, w
и н
?Гсчо
?Гс>О
^" -^ СЧ
4—'
о4-* о
1Л — СЧ
S~vio
о^о
O^vj о
/мм
о
736
•г,
«л
¦л
"~-
785
J"
834
834
00
оо
834
м-
00
S
ОЙ
ртовс
G5)
441
D5)
14
40
785
(80)
520
&3s~-*ooS?.?
S-^м-о-*^^
©s: vTvo о ¦* <Я25
oo^^-rfSJoogo
^„ — m —ON
w ^^
-ro^ooomS-s
—O— m'-os
(85)
490
E0)
18
40
883
(90)
589
-roS-oooSS-s
г° ¦* c- •* оо г^«л
K"=oooo"o*
я я
О о О - У^о
^ 2 S
и О Ч
окат
1490
Го
ная
я ста
Й it Г- К
^ |
>П VI
с04-1
О" vi
|^~
,-,
5^ сз> „
"^
122
ОО vi
VO — —
Sov,
S^ovi
•?• '
О
1 I* 4- S
bIli
Tpoiv
ной
или
а о я с
i
^???
706
G2)
392
сч ^i. ^
736
G5)
392
736
G5)
392
755
G7)
392
ijs.
- О о
>s
о
ш
•?
Eg
'~- OS
S~oorf^
утки,
С
ш
о
vT
D5)
(OS)
(OS)
(rT
w
w
E5)
vT
KOBK
I-
178

147
167
A7)
S§*
167
196
196
216
216
216
216
216
g"
B0)
B2)
B2)
B2)
¦>•/¦>
1 VO
392
441
441
•*
491
491
539
539
539
539
539
|
I
I
g
1
1
I
E5)
157
176
196
196
196
196
216
216
216
(N
•ко
(N
216
is
o"oo
|s
Is
gs
r?oo
fjoo
rToo
568
598
617
638
647
657
657
666
676
1
716
736
1
I
I
ко
i
1
I
00
ко
1
353
353
353
353
353
353
363
373
OS
gs
g-
m —
g2
|-
S
(N
(N
Я
706
736
736
736
746
755
765
785
785
804
814
834
in"
1
§
I
i
I
:з?2й
m
00
00
00
00
i
i
i
i
00
00
i
i
S
883
til—3
^T-OsCS <N
goog^oo^
gSg^OO^
goog^oo^
hi—5
Hi—к
in—i
D4)
157
gs
§s
gs
gs
E0)
177
§3
E3)
196
Is
1я
1я
— <N
— (N
la
la
Fi)
is
5?
S-^ N
-^ N «
^ N
m
о »,¦ о о
их
их
179

й?2§а
! I
2
¦ 3" a TO
^ 5 л al- i

!
i
1
i
1 i
1
i
i
1
!
1
!
1
|
!
1
'
i
1
i 1
1
1
A6)
118
A2)
24
40
8,3
96
@,98)
147
A5)
59
F)
11
25,0
62,8
@,64)
137
A4)
10
24,!
63,7
@,65)
B0)
147
A5)
23
35
8,0
98
A,00)
167
A7)
59
F)
11
23,7
65,7
@,67)
157
A6)
12
22 !
65,7
@,67)
07)
22
35
7,8
102
A,04)
167
A7)
59
F)
11
23,7
66,7
@,68)
157
A6)
12
22,!
66,7
@,68)
!
1
1
B0)
21
40
7,8
104
A,06)
167
A7)
59
(«)
23,7
67,7
@,69)
167
A7)
10
22,!
67,7
@,69)
68,7
@,70)
!67
A7)
10
i
!
1
i
!
i
1
i
1
I
.?Ы?-^ 8b)SS9!.
-§|
D S
9 9
<! 3 я
OS Я
eg
•< 3 в
им —
115
181

si
§1
<
>s U
3 я
IS
182

r^ ER
шжтём ш §
_:2?
2гггг;Ж
— — rsi(Nr^(N
OOOO — —O — oX —

u
атура,
Темпер
873
F00)
823
E50)
773
E00)
723
D50)
673
D00)
623
C50)
573
C00)
523
B50)
473
B00)
423
A50)
373
A00)
Марка стали и сплава
Группа
стали и
сплава
1 1
¦ !
160
A,63)
170
A,73)
175
A,79)
180
A,84)
185
A,88)
190
A,94)
192
A.96)
195
A,99)
B,01)
200
B,04)
1
— Ьй
-о
-
160
A,63)
167
A,70)
(у, 0s
1*0
(К84)
'-С. ОО
ас оо
190
A,94)
195
A,99)
200
B,04)
205
B,09)
207
B,1 1)
210
B,14)
30, 35, 40, 45
165
A,68)
180
A,84)
185
A,88)
190
A,94)
195
A,99)
197
B,01)
200
B,04)
202
B,06)
205
B,09)
207
B,11)
210
B,14)
20Х, 12ХМ. 15ХМ, 20ХМ,
20ХМА, 20ХМЛ, 20ХМФЛ,
10Х2М, 12Х2М, 12МХ,
12Х1МФ, 10Х2М1ФБ, 15Х1М1Ф,
15Х1М1ФЛ, 12Х2МФА,
12Х2МФА-А, 15Х2МФА,
15Х2МФА-А, 18Х2МФА,
15Х2НМФА, 15Х2НМФА-А,
15ХЗНМФА, 15ХЗНМФА-А,
10ХН1М, ЮХСНД, 15ГС, 16ГС,
09Г2С, 20ГСЛ, 16ГНМА,
10ГН2МФА, 10ГН2МФАЛ,
06X12НЗД, 06Х12НЗДЛ,
20Х1М1Ф1БР
СП
170
A,73)
175
A,79)
180
A,84)
in °о
190
A,94)
195
A,99)
200
B,04)
202
B,06)
205
B,09)
207
B,11)
210
B,14)
212
B,16)
215
B,19)
ЗОХ, 35Х, 40Х, 45X, ЗОХМ,
ЗОХМА, 35ХМ, 35ХМА,
ЗОХГСА, 25Х1МФ, 25Х2МФА,
25Х2М1Ф, 25ХЗМФА,
36Х2Н2МФА, 38ХНЗМФА,
07X16Н4Б
184

170
A,73)
175
A,79)
180
A,84)
u-> ос
190
A,94)
195
A,99)
160
A,63)
162
A,65)
?S
167
A,99)
170
A,73)
175
A,79)
133
A,36)
135
A.38)
138
A.41)
140
A,43)
143
A.46)
CNSrsJ
X -
XXXXXXXXX^ashi ~
> 3C lu 15 —
;vovG»r--*;
O«fN'—'О	О О —^ "- О С
185

Время, ч
мпе-
гура.
Н о
а
Марка
стали,
о
о
о
ь
о
S
о
о
о
о
*
Is
сплава
114
146
174
208
251
278
298
322
330
ГО
I
1
15ХМ
So
1—'
17,7)
166
B8,4
7.62
C0,4)
265
C2,8
296
C3,6)
275
ЯР
B4)
>225
12МХ
rr\Q> ^ «, се*" ^—i*
^¦'oo oo"— -oom
18,0
204
20,8)
126
12,8
116
11,8
162
22,4)
219
22,4)
149
,15,2)
137
A4,0)
199
B7)
266
B7,2
227
B3,2
209
B1,3
309
B8)
296
C0)
255
B6)
255
B6,0
338
8ЯйРо5=2Р
^ЛХ- ЛХ
10X2M
D8TH-1)
12X2M
1—¦ ^
16,5
133
13,5)
181
18,4)
173
20,3)
162
16,5)
206
21,0)
193
C1,5
257
B6,3
234
B3,9
230
34,5
294
30,0
256
26,2
256
SPSPSrN
^" ЛХ ^ ЛХ ^
10Х2М1ФБ
D8TH-2)
A3,1)
75,5
13,9)
83
"">"as
17,7
102
A9,6)
113
B3,1
139
p
26,2
193
10Х2М1ФБ
pr^osj:
%%$
10,4
179
18,3]
11,6)
196
20,0)
r-_ >л
A4,2
221
B2,6
A5,8
236
B4,1
18,1
250
25,6
19,6
258
26,3
Is
12Х1МФ
100
A0,2)
118
A2,0)
279
B8,5)
206
B1)
107
11,0)
125
190
A9,3)
173
222
B2,6
201
250
25,6
220
РоР
1
15Х1М1Ф
12,9)
279
28,5)
228
23,3)
¦^ I1- 00 "J ^*
15,7
279
28,5
279
28.5
1.17,6)
279
28,5)
279
B8,5)
18,8
279
28,5
279
28,5
B0,5
279
B8,5
279
B8,5
B1,8
279
B8,5
279
B8,5
22,4
279
28,5
279
28,5
23,7
279
28,5
279
28,5
oPSR°>
ill
12X18H9
186

2 ~ ~ ~
—'
оом;ям
m i/-, oo oo
^i/-> in —
i^Trf OO^
^22 22-
OO со OO ^
Sn^S —
^-2-~ sa?
^-^CS U-» ^и го о — о
с-- 2 - - 2 S f
2 - 22 2 2 -;; r
^ f-^. ^и (-^ '^^j. t~- о
^2 22 2 — C-— — f
^oo^V^os^a
222^^222?
^OS
^^
^ i/~» as
^й^чas
s ^"^ as
IO ГО OO чО
I/-) cn) OO „
r5^s?<
wi ^ •—*o
2-o<n
CO fN) W1 ^J.
822 22Я
^.^—^
l^lrnOO^
*^as ^(N ^"лйо
S-^S^S-22
'^os io (--. см ir^ as
CtN?§<NS-2
—os^as^so-
C-Й ?5 tN S S С
^"^as in ^lo^ ^
т+ VO c^ (N «o
t^ OO f-g C^i i^!
¦—* 2 Tt S? Tt
©asG4
in о oo
^1Л IT)
rj1 r^ r*i
5- ^ ^
_"r< rn as ^ чо чо JT: oo ?: oo JT; oo i
mo en о (
r~-1/~» oo in с
¦ OMiOhOMl
; m о m о <
э гп о en о ел о
; (--• о cn ¦о t~*- О
; vo Tt г~- ^ г~- in
XX
187

IIS
S- 2==
Er ^J5; Co * ?
- о о ^ _ — —
"~" —" —"
C2 Ci- d~ C-
^
g
л О Г, !> s.4 т+"О
^J (N Clrsl см (N ^ (N r
А -а 2
as
oo ^
хЙ
H
о
?
90
188

II
н 1
||
II
S X
2 5
г.-з5
Ч| * Ж U R
>? д О g- Q
Jo *ч Р.чо
г; и 5 з чц-
X
II

1
мате
X
3
S
г
1рок ко
S
s
а
ОЛО)
|ок расп
Таблица Ш.
лава
g
стали и
арка
2
ч
1
й
35, 40, 45
о"
25Л:
f~sl
22К, :
20К,
, 20Л,
о
5Л,
™™
f\
о
в
2
класса:
перлитного
[еродистые
и
1, ЗОХМ,
I0XH1M,
©
х*
oU
_"IN
? -©
§§!
х'*1
о **"* ?м
"Si" „>-р<
KN kj <Г^
ЗОХ, 35
VIA, 35>
IMA, И
20Х,
30X1
16ГС
ированные
лег
ЭО © л
""•-55!
lij
<х©
~i~
©м©
х©|
X "? © 5
•S ^ ^ ж
х^~Л
^<©©
ИР
хххх
fNi 1/~) 1О ОО
сЗ
ром ом оли бденова
ированные х
:вые
Г2С
S
5
о
15ГС, 16ГС:
о
S
кремнемарганцов
ированные
и. к
©
S
га
X *~^
~ Г-
08Х14МФ,
Д, 06X1ЗН
-°?
-х
l|
©°|
X121
X12
12H
® 5—? X
„ -o
3, 20X1
2ВМБФ
12НЗДЛ,
08X1
18X1
06X1
ii
X
X
c3
О 3
S о
§ о
M ft
8 о
gg
и
н pf
~ oo
Pi
| = 4
Й
18H9, (
, 03XK
12M3TI
2OT3P
_: H* qo ™"
19, 1
8H9
2X1
0X1
"™ **J ™" *"*
xxxx
о- tN as —
o-om
:i
О
; коррозионно-ст
го класса
D.S
Х20Н46Б
о
Он"
И36МБТЮ
^o
1X1
ТЮ,
03
X
t=[
CQ
, XH351
H
03
H35
X
ua
1
?
X
о
гикелевой основе
i на железо!
л
ю
сЗ
с;
С
и
обия
+
иино:
я, цирк
САВ-1
g. ^,
X
&|5i
коний •+-
•О, ВТ1-
3, АВ,
2-1, ЛО
lfe<§
еталлов:
[ цветных м
экониевые
г ановые
оминиевые
уни
с
и
190

ПРИЛОЖЕНИЕ 2
(обязательное)
МЕТОДЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ
КОНСТРУКЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ
1. ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ ПОНЯТИЯ И ОПРЕДЕЛЕНИЯ
ё — относительная деформация ползучести
о — напряжение, МПа (ктс/мм2)
As — начальная площадь поперечного сечения образца,
мм2
ей — амплитуда деформации цикла
2ad — размах напряжений в цикле, МПа
2ed — размах деформаций в цикле
г — коэффициент асимметрии цикла нагружения
Ф5 — коэффициент снижения циклической прочности свар-
сварных соединений
Атт — относительное равномерное удлинение образца, %
Aj — относительное удлинение при длительном стати-
статическом нагружении при температуре Т, К (°С), после
разрушения, %
ZJm — относительное равномерное сужение площади попе-
поперечного сечения образца, соответствующее RTm, %
Zj — относительное сужение площади поперечного сечения
образца за время длительного статического нагруже-
нагружения / при температуре Т, К (°С), %
Т — температура испытания, К (°С)
/ — время до разрушения, ч
2. МЕТОДЫ ИСПЫТАНИЯ НА РАСТЯЖЕНИЕ
2.1. Статические испытания, обработка результатов испы-
испытаний на растяжение изделий из сталей и сплавов, кроме
проволоки, труб, а также ленты из листового металла
толщиной менее 0,5 мм, проводятся по ГОСТ 1497—84 при
температуре 293 К [B0+igH С], по ГОСТ 9651—84 при повы-
повышенных температурах до 1473 К A200° С) и по ГОСТ 11150—84
при пониженных температурах.
! 2.2. Методы испытаний на растяжение материалов труб
для определения механических характеристик при темпера-
температуре 293 К B0+10° С) и типы образцов приводятся в
ГОСТ 10006—80, при повышенных температурах — в
ГОСТ 19040—81.
2.3. Начальная расчетная длина образцов из цветных сплавов
для испытаний на растяжение при комнатной и повышенной темпе-
температурах принимается равной Lo = 5,65 y/~As (пятикратные образцы).
191

В протоколе испытаний и в сертификатах на поставляемые
цветные металлы и сплавы указывается относительное удлине-
удлинение (Л ;П, определенное на пятикратных образцах.
2.4.	Дополнительно к ГОСТ 1497—84 и ГОСТ 9651—84
в случае необходимости при статических испытаниях матери-
материалов на растяжение определяют относительное равномерное
сужение площади поперечного сечения образца Z^. Относитель-
Относительное равномерное сужение Z^, определяют пересчетом по
относительному равномерному удлинению Агт, соответствующе-
соответствующему максимальной нагрузке Рь на диаграмме растяжения (P—L
или а — е):
Zl = ATJ{\ \-АТп).
2.5.	Оценка результатов испытаний при кратковременном
статическом растяжении материалов проводится в соответствии
с требованиями стандартов, технических условий, чертежей
и другой технической документации на материал.
3. МЕТОДЫ ИСПЫТАНИЯ НА ПОЛЗУЧЕСТЬ
3.1.	Испытания на ползучесть и определение условного
предела ползучести, машины и приборы, применяемые для
испытания металлов на ползучесть, формы и размеры образцов
должны отвечать требованиям ГОСТ 3248—81.
3.2.	При построении по результатам испытаний первичных
кривых ползучести в координатах ё—t участок кривой с посто-
постоянной скоростью ползучести получают обработкой данных
испытаний методом наименьших квадратов. При этом в качест-
качестве независимой переменной принимают x = t и зависимой у — ё.
3.3.	Данные испытаний на ползучесть используют для
построения изохронных кривых деформирования.
4. МЕТОДЫ ИСПЫТАНИЯ НА ДЛИТЕЛЬНУЮ ПРОЧНОСТЬ
4.1.	Испытания на длительную прочность, машины, приме-
применяемые для испытания металлов и сплавов на длительную
прочность, нагревательные устройства и контроль температуры,
типы образцов должны отвечать требованиям ГОСТ 10145—81.
4.2.	По результатам испытаний устанавливают зависимости
между напряжением, Aj, Z\ и временем до разрушения,
выраженные графически в логарифмических координатах.
При построении кривых длительной прочности, в частности
при определении предела длительной прочности i??r экстраполя-
экстраполяцией, могут быть использованы другие системы координат.
4.3.	Кривые длительной прочности в координатах напряже-
напряжение— время строятся по данным испытаний. Среднюю линию
длительной прочности определяют методом наименьших квад-
192

ратов. В качестве зависимой случайной величины выбирается
функция напряжения (y = \go), независимой — время (x = \gt).
4.4. Рекомендуемый метод определения характеристик жаро-
жаропрочности приводится в приложении 6.
5. МЕТОДИКА ОПРЕДЕЛЕНИЯ КРИТИЧЕСКОЙ
ТЕМПЕРАТУРЫ ХРУПКОСТИ
5.1.	ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
5.1.1.	Под критической температурой хрупкости пони-
понимается температура, принимаемая за температурную грани-
границу изменения характера разрушения материала от хрупкого
к вязкому. Она определяется по энергии, затрачиваемой
на разрушение, в качестве показателя которой принимается
ударная вязкость, и по виду излома образцов, в качестве
показателя которого принимается доля вязкой составляющей
в изломе или значение поперечного расширения образца в зоне
излома.
5.1.2.	Для определения критической температуры хрупкости
проводят испытания образцов с надрезом типа V на ударный
изгиб в выбранном интервале температур.
5.1.3.	На основании полученных результатов испытаний
строят зависимости ударной вязкости, вязкой составляющей
в изломе и поперечного расширения образца от температуры
испытаний.
5.1.4.	По заданным критериальным значениям ударной
вязкости и вязкой составляющей в изломе с использованием
зависимостей по п. 5.1.3 определяют значения критической
температуры хрупкости.
Средние и минимальные значения поперечного расширения
образца приводятся как справочные при критической темпера-
температуре хрупкости Т% и температуре (Гк + 30)° С.
5.2.	ОТБОР ПРОБ ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ОБРАЗЦОВ
Ч 5.2.1. Для сварных соединений пробы, из которых из-
изготавливаются образцы для определения критической тем-
температуры хрупкости, должны удовлетворять требованиям
ГОСТ 6996—66.
- 5.2.2. Для основного материала пробу отбирают от мате-
материала, прошедшего все стадии пластической деформации
и термической обработки. Для материалов, для которых
предусмотрен в качестве термической обработки режим отжига
с постепенным охлаждением, допускается термическую обработ-
обработку проводить непосредственно на пробе.
193
7-629

5.2.3.	При отборе проб должны быть обеспечены условия,
предохраняющие их от влияния нагрева и наклепа при
механической обработке, или предусмотрены соответствующие
припуски.
5.2.4.	Пробы из поковок, листов, прутков, отливок, крепеж-
крепежных материалов и трубных изделий с минимальной толщиной
металла более 50 мм должны быть вырезаны таким образом,
чтобы продольные оси изготовляемых образцов отстояли от
любой поверхности полуфабрикатов, из которых они выре-
вырезаются, на расстояние не менее 1/4 толщины металла полу-
полуфабриката в зоне вырезки проб.
5.2.5.	Пробы из поковок, листов, прутков, отливок, крепеж-
крепежных материалов и трубных изделий с минимальной толщиной
металла до 50 мм включительно должны быть вырезаны таким
образом, чтобы продольные оси изготовляемых образцов могли
быть расположены возможно ближе к средней (центральной)
части сечения металла полуфабрикатов (стенки трубы).
5.2.6.	Расстояние от края пробы до торца заготовки должно
отвечать требованиям технических условий. В случае, если
в технических условиях такие требования не оговорены,
указанное расстояние должно быть не меньше толщины
(диаметра) заготовки для заготовок с отношением толщины
(диаметра) к длине менее 1/4 и не менее 1/4 толщины
(диаметра) в остальных случаях.
5.2.7.	В случаях, не предусмотренных пп. 5.2.4 и 5.2.5,
образцы вырезаются из зон, регламентируемых соответствую-
соответствующей нормативно-технической документацией, а при отсутствии
таких указаний — из зон, определяемых организацией, про-
проводящей испытания.
5.3. ОРИЕНТАЦИЯ ОБРАЗЦОВ
у 5.3.1. Продольные оси образцов, вырезаемых из поковок,
штамповок, листового и сортового проката, должны быть
ориентированы параллельно их наружной поверхности в на-
направлении, перпендик>лярном основному направлению обра-
обработки материала (кроме направления по толщине), под кото-
которым понимается направление проката, волочения, ковки, про-
прошивки и т. п.
Ориентация образцов из сварных соединений должна удовле-
удовлетворять требованиям ГОСТ 6996—66.
5.3.2.	Продольные оси образцов, вырезаемых из прутков,
крепежных заготовок и труб (кроме изготовленных из листа),
должны быть ориентированы вдоль их осей.
5.3.3.	Продольные оси образцов, вырезаемых из отливок,
должны быть ориентированы параллельно наружной поверх-
поверхности.
!94

5.3.4.	Продольная ось надреза образца должна быть
перпендикулярна поверхности изделия или полуфабриката.
5.3.5.	В случаях, не предусмотренных в пп. 5.3.1—5.3.4,
ориентация продольных осей образцов указывается в со-
соответствующей нормативно-технической документации, а при
отсутствии таких указаний определяется организацией, проводя-
проводящей испытания.
5.4. МЕТОДИКА ПРОВЕДЕНИЯ ИСПЫТАНИЙ НА УДАРНЫЙ ИЗГИБ
5.4.1.	Образцы, аппаратура.
5.4.1.1 Для основного металла при испытании на ударный
изгиб используются образцы типа 11 по ГОСТ 9454—78, а для
сварных соединений — образцы типа IX по ГОСТ 6996—66.
5.4.1.2.	Изготовляемые образцы следует маркировать с двух
концов на торцах или на гранях, исключая грань, на которой
наносится надрез, на расстоянии не более 15 мм от торца
образца. В случае клеймения ударным способом маркировка
должна наноситься до выполнения надреза.
5.4.1.3.	Аппаратура для проведения испытаний и пра-
правила проведения испытаний должны соответствовать
ГОСТ 9454—78.
5.4.2.	Проведение испытаний.
5.4.2.1.	Температурный интервал испытаний должен бьпь
таким, чтобы в него обязательно входили точки Тк, (Гк+10)° С,
G; + 20)оС, (Гк + 30)°С и (Гк + 40)° С.
5 4.2.2. Если ориентировочное значение Гк1 заранее известно,
допускается проводить испытания в интервале температур
(Гк1—10)° С<Г<(Гк1 + 40)° С. Если ориентировочное значение Тк(
заранее не известно, рекомендуется определить значение удар-
ударной вязкости при 20° Сив зависимости от полученного при
этой температуре значения определить интервал температур
дальнейших испытаний.
5.4.2.3. При каждой температуре испытывается не менее трех
образцов.
5.4.3.	Обработка результатов испытаний.
5.4.3.1 Для каждого из испытываемых образцов определяют
ударную вязкость, вязкую составляющую в изломе и попереч-
поперечное расширение.
5.4.3.2.	Ударную вязкость определяют как отношение ра-
работы разрушения образца к площади нетто — сечения образца
в зоне надреза.
5.4.3.3.	Значения вязкой составляющей в изломе определяют
согласно ГОСТ 4543—71.
5.4.3.4.	В случаях, когда определение вязкой составляющей
по п. 5.4.3.3 затруднено (отсутствуют видимые границы зон
хрупкого и вязкого изломов), допускается при аттестации
195

i
ь
\
\
Рис ГТ2 1 Схема излома образца
(&о —ширина образца, /—глубина
надреза, h—высота образца)
материалов использовать дру-
другие методы определения вяз-
вязкой составляющей (например,
измерение площади планимет-
планиметром, фрактографию и др.)
и соответствующие критериаль-
критериальные значения вязкой составля-
составляющей в изломе.
Применяемые методы и кри-
критериальные значения вязкой
составляющей в изломе долж-
должны быть согласованы органи-
организацией, проводящей испытания, с головной материаловедческой
организацией.
5.4.3.5. Поперечное расширение АЬ ударного образца пред-
представляет собой остаточную (пластическую) деформацию на
грани, противоположной надрезу, и измеренную в направлении
надреза, как показано на рис. П2.1, и определяют по формуле
;
Поперечное расширение определяют на половинках разру-
разрушившихся после испытаний на ударный изгиб образцов.
Измерения поперечного расширения следует производить с по-
погрешностью ±0,01 мм.
5.4.3.6. Определяют среднеарифметические значения ударной
вязкости и минимальные значения вязкой составляющей в изло-
изломе и поперечного расширения по данным, полученным при
испытаниях трех образцов при каждой температуре испытаний.
На графиках в координатах ударная вязкость — температура,
вязкая составляющая в изломе — температура и поперечное
расширение — температура наносят указанные значения и после-
последовательно соединяют их прямыми линиями. Здесь же наносят
точками значения ударной вязкости, волокнистости излома
и поперечного расширения для каждого из испытанных образ-
образцов. Полученные графики являются исходной информацией для
определения критической температуры хрупкости.
5.5. ОПРЕДЕЛЕНИЕ КРИТИЧЕСКОЙ ТЕМПЕРАТУРЫ ХРУПКОСТИ
5.5.1. В качестве критической температуры хрупкости Гк
принимают температуру, для которой выполняются следующие
условия.
5.5.1.1. При температуре Тк среднеарифметическое значение
ударной вязкости должно быть не ниже значений, указанных в
196

Т а б л и ца П2 1 Критериальные значении ударной визкости при температуре
Т%, °С
Предел текучести при температуре 20 С Rp02, МПа (кгс/мм2)
Ударная вязкость
(KCV),, Дж/см2
(кгс м/см2)
До 304C1)	включительно
304C1)	до 402D1) включительно
402D1)	до 549E6) включительно
549E6)	до 687G0) включительно
29C,0)
39D,0)
49 E,0)
59F,0)
Т а б л и ца П 2 2 Критериальные значения ударной вязкости при температуре
7>|-30, °С
Предел текучести при температуре 20° С Rp02, МПа (кгс/мм2)
Ударная вязкость
(KCV),,, Дж/см2
(кгс м;см2)
До 304C1)	включительно
304C1)	до 402D1) включительно
402D1)	до 549E6) включительно
549E6)	до 687G0) включительно
44D,5)
59F,0)
74G,5)
89(9,0)
табл. П2.1, а минимальное значение ударной вязкости— не
ниже 70% значений, указанных в табл. П2.1.
5.5.1.2. При температуре (Гк + 30)° С среднеарифметическое
значение ударной вязкости должно быть не ниже значений,
указанных в табл. П2.2, минимальное значение ударной вяз-
вязкости— не ниже 70% значений, указанных в табл. П2.2,
минимальное значение вязкой сосгавляющей в изломе — не
ниже 50%.
5 5.2. Если на одном из трех испытанных образцов не будет
удовлетворяться какое-либо из условий, указанных в пп. 5.5.1.1
и 5.5.1 2, допускается проведение испытаний еще трех образцов.
При этом при определении соответствия полученных резуль-
результатов требованиям пп. 5.5.1.1 и 5.5.1.2 используют показания
пяти образцов, за исключением образца, для которого при пер-
первом испытании были получены неудовлетворительные результаты.
5.5.3.	Если при дополнительных испытаниях, указанных
в п. 5.5.2. хотя бы на одном образце будут получены
неудовлетворительные показатели, то за критическую тем-
температуру Тк принимается ближайшая высокая температура, при
которой результаты испытаний удовлетворяют требованиям
пп. 5.5.1.1 и 5.5.1.2.
5.5.4.	При обнаружении дефектов (в виде раковин, рас-
расслоений и т. п.) в изломе образца допускается результаты его
испытания исключить из рассмотрения и испытать новый
образец.
197

5.5.5. Порядок обработки результатов испытаний принима-
принимают следующим.
5.5.5.1.	По известному значению предела текучести мате-
материала при температуре 20° С выбирают по табл. П2.1 и П2.2
соответствующие критериальные значения ударной вязкости
(KCV)! и (КСУ)„.При определении (KCV), и (KCV)U для зоны
сплавления и околошовной зоны сварного соединения использу-
используют предел текучести основного металла.
Предел текучести определяют как среднее значение результа-
результатов испытаний трех и более образцов или как максимальное
значение, если при испытаниях использовали два образца.
5.5.5.2.	На графике ударная вязкость — температура на оси
ординат (ось KCV) откладывают значение (KCV),. Через
полученную точку проводят линию, параллельную оси абсцисс,
до пересечения с кривой ударной вязкости.
Ближайшую от точки пересечения более высокую температу-
температуру, при которой проводились испытания, принимают за
температуру 7\.
5.5.5.3.	На графике ударная вязкость — температура на оси
ординат откладывают значение (KCV)n. Через полученную
точку проводят линию, параллельную оси абсцисс, до пересече-
пересечения с кривой ударной вязкости.
Ближайшую от точки пересечения более высокую температу-
температуру, при которой проводились испытания, принимают за
температуру Т'2.
5.5.5.4.	На графике вязкая составляющая в изломе—темпе-
изломе—температура на оси ординат откладывают значение 5 = 50%. Через
полученную точку проводят линию, параллельную оси абсцисс,
до пересечения с кривой, построенной по минимальным
значениям вязкой составляющей.
Ближайшую от точки пересечения более высокую температу-
температуру, при которой проводились испытания, принимают за
температуру Т"г.
5.5.5.5.	Если при выполнении требований пп. 5.5.5.2—5.5.5.4
линии, проводимые параллельно оси абсцисс, пересекают
соответствующие кривые в двух и более точках, то температуры
7\, Т'г и Т"г следует определять по правым крайним точкам
пересечения.
5.5.5.6.	Большую из температур Т'2 и T'i обозначают Т2.
5.5.5.7.	Если разница между температурами Т2 и 7\ оказы-
оказывается меньше, чем 30° С, то температуру 7\ принимают
в качестве ориентировочного значения критической температу-
температуры хрупкости Tl.
5.5.5.8.	Если условие п. 5.5.5.7 не выполняется, то определя-
определяют Tl по формуле Tl = T2 — 30° С.
5.5.5.9.	Проводят дополнительные испытания при темпера-
температурах (Г,1 ±10)° С, (Tl + 20)° С, {Tl + 30)° С, {Т1 + Щ° С, уточня-
198

ют кривые ударной вязкости, вязкой составляющей в изломе
и в соответствии с указаниями пп. 5.5.5.2—5.5.5.8 окончательно
устанавливают значение критической температуры хрупкости
(если при проведении испытаний уже были определены значения
KCV и В при температурах, указанных в данном пункте,
проведение дополнительных испытаний при этих температурах
не требуется).
5.5.6. Подтверждение критической температуры хрупкости
может проводиться в тех случаях, когда ее гарантированное
значение Ткр указано в нормативно-технической или конструк-
конструкторской документации. При подтверждении критической темпе-
температуры хрупкости испытания проводятся с соблюдением требо-
требований настоящей методики в следующей последовательности:
1)	проводятся испытания при гарантированной температуре
Гкр и температуре (Гкр + 30)° С;
2)	проверяется соблюдение условий п. 5.5.1.1 при температу-
температуре Гкр и п. 5.5.1.2 при температуре (Гкр + 30)° С, при этом
действуют условия пп. 5.5.2—5.5.4.
Если условия 1) и 2) выполняются, то критическая темпера-
температура хрупкости считается подтвержденной.
Если требования п. 5.5.1.2 выполняются при температуре
Гкр, то испытания при температуре (Гкр + 30)° С допускается не
проводить.
Если требования пп. 5.5.1.1 и 5.5.1.2 при температурах Гкр
и (Гкр + 30) °С не удовлетворяются, то критическая температура
хрупкости считается неподтвержденной.
6. МЕТОДИКА ОПРЕДЕЛЕНИЯ СДВИГА КРИТИЧЕСКОЙ
ТЕМПЕРАТУРЫ ХРУПКОСТИ ВСЛЕДСТВИЕ ТЕРМИЧЕСКОГО
СТАРЕНИЯ
6.1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
6.1.1.	Сдвиг критической температуры хрупкости вследствие
термического старения определяется по формуле
АТт=Ткт-Тк0,
где Ткт — критическая температура хрупкости материала, под-
подвергавшегося термическому старению; Тк0—критическая темпе-
температура хрупкости материала в исходном состоянии (до ста-
старения).
6.1.2.	Определение значений Тк0 и Ткт проводится в соот-
соответствии с указаниями разд. 5 настоящего приложения.
6.1.3.	Отбор проб, требования к образцам и их изготовле-
изготовлению и ориентация в исследуемом полуфабрикате должны
удовлетворять указаниям разд. 5 настоящего приложения.
199

6.2. ПРОВЕДЕНИЕ ИСПЫТАНИЙ И ОБРАБОТКА РЕЗУЛЬТАТОВ
6.2.1.	Термическому старению подвергаются заготовки раз-
размером не менее 60 х 13 х 13 мм.
6.2.2.	Температуру термического старения задают в соот-
соответствии с нормативно-технической документацией на изделие
или материал; она не должна быть меньше расчетной темпера-
температуры или превышать ее более чем на 100° С.
6.2.3.	В процессе выдержки образцов при термическом
старении допускается колебание температуры в пределах + 5 С
от номинального значения температуры старения.
6.2.4.	Заготовки образцов для испытаний на ударный изгиб
выдерживаются при заданной температуре в течение 500, 1000,
3000, 5000, 7500 и 10 000 ч.
Для сталей, не имеющих экстремума изменения Ткт в процес-
процессе старения при выдержке от 5000 до 10 000 ч испытания
с продолжительностью выдержки 7500 ч допускается не про-
проводить.
6.2.5.	По результатам испытаний на ударный изгиб образ-
образцов, вырезанных из заготовок, подвергавшихся старению
в течение различных промежутков времени, определяют значе-
значение Ткт и в соответствии с п. 6.1.1—значения ДГТ на базах,
указанных в п. 6.2.4.
6.2.6.	Если значения АТТ для всех интервалов времени
отрицательны, расчетное значение ДГТ принимается равным
нулю.
6.2.7.	В случае монотонного, стремящегося к насыщению
изменения зависимости Гкт от времени старения, эксперимен-
экспериментальные данные АТТ=ТКТ—Гк0 для различной продолжитель-
продолжительности старения аппроксимируют уравнением
эмпирические постоянные, определяемые с по-
помощью методов математической статистики; t — время старения.
В качестве расчетного значения ДГТ принимают значение
ДГтш, если разница между ДГ"Ш и сдвигом, полученным по
формуле настоящего пункта на базе 10 000 ч, не превышает
10° С. В противном случае расчетное значение ДГТ для
длительности эксплуатации не более 100 000 ч следует опреде-
определять по формуле настоящего пункта. При необходимости
экстраполяции на более длительный срок следует увеличить
продолжительность старения. При этом экстраполяцию допу-
допускается проводить на время, не превышающее десятикратную
максимальную продолжительность старения.
6.2.8. При экстремальном характере зависимости Гкт от вре-
времени старения в интервалах времени по п. 6.2.4 используется ап-
аппроксимация ниспадающего участка зависимости по уравнению
200

где АГ?ах—сдвиг критической температуры хрупкости в об-
области экстремума; гтах — время старения, при котором на-
наблюдается экстремум (максимум); Ь, с — эмпирические посто-
постоянные, определяемые с помощью методов математической
статистики.
6.2.9. Если при температуре и длительности старения по
пп. 6.2.2 и 6.2.4 имеет место монотонное увеличение Гкт, не
стремящееся к насыщению, допускается устанавливать зависи-
зависимость Гкт от времени старения с использованием параметра
Холомона по формуле
Hp = (r+273)(?+lg/)-l(T3,
где t — длительность старения, ч; Т—температура старения, °С;
к —эмпирическая постоянная, определяемая методами матема-
математической статистики.
При этом температура старения должна превышать установ-
установленную по п. 6.2.2 на 50° С, а длительность старения составлять
1000. 3000, 5000 ч.
Указанная в этом пункте методика применима при условии
одинакового характера изменения зависимостей Гкт при исполь-
используемых температурах старения.
7. МЕТОДИКА ОПРЕДЕЛЕНИЯ СДВИГА КРИТИЧЕСКОЙ
ТЕМПЕРАТУРЫ ХРУПКОСТИ ВСЛЕДСТВИЕ НАКОПЛЕНИЯ
УСТАЛОСТНЫХ ПОВРЕЖДЕНИЙ
7.1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
7.1.1.	Сдвиг критической температуры хрупкости вслед-
вследствие накопления усталостных повреждений определяется по
формуле
где 7К% —критическая температура хрупкости материала, под-
подвергавшегося циклическому нагружению; Тк0 — критическая тем-
температура хрупкости материала в исходном состоянии (до
циклического нагружения).
7.1.2.	Определение значений TkN и Тк0 проводится в соот-
соответствии с указаниями разд. 5 настоящего приложения.
7.1.3.	Отбор проб, требования к их изготовлению и ориента-
ориентации в полуфабрикате должны удовлетворять указаниям разд. 5
настоящего приложения.
7.1.4.	Определение TkN проводят по результатам испытаний
на ударный изгиб образцов, вырезаемых из рабочей части
базовых образцов.
201

7.2. ПРОВЕДЕНИЕ ИСПЫТАНИЙ
7.2.1.	Для назначения режимов циклического нагружения
базовых образцов используется кривая усталости исследуемого
материала в диапазоне 103... 104 циклов, получаемая при
жестком нагружении.
Допускается расчетное определение кривых усталости без
введения коэффициентов запаса по напряжениям и числу циклов
с использованием фактических характеристик прочности и пла-
пластичности исследуемого материала.
7.2.2.	Базовые образцы, изготовленные из исследуемого
материала, подвергают циклическому нагружению при темпера-
температуре B0 + 5) С. Перед нагружением базовых образцов произво-
производится определение критической температуры хрупкости иссле-
исследуемого материала в исходном состоянии.
7.2.3.	Для циклически разупрочняющихся материалов (с
соотношением i?Jo,2/-/??> 0,7) циклическое нагружение базовых
образцов проводят при осевом растяжении в мягком режиме
с коэффициентом асимметрии цикла по нагрузке г = 0,05 до
накопления остаточной осевой деформации B,5 + 0,25)%. При
этом напряжение должно соответствовать значению, обеспечи-
обеспечивающему накопление требуемой остаточной деформации не
менее чем за 103 циклов.
Допускается применять нагружение базовых образцов изги-
изгибом в мягком режиме с коэффициентом асимметрии г = 0,05. При
этом в зоне вырезки готовых ударных образцов (в месте надре-
надреза), расположенной только в зоне остаточных деформаций растя-
растяжения, деформация металла базовых образцов должна быть на
уровне B,5 + 0,25)%. Надрез на ударном образце следует распо-
располагать со стороны максимальной пластической деформации.
7.2.4.	Для циклически стабильных и циклически упрочняю-
упрочняющихся материалов (с соотношением Rpoa/Rm <0,7) назначение
режимов нагружения базовых образцов производят исходя из
кривой малоцикловой усталости исследуемого материала при
симметричном цикле по п. 7.2.1, определяя значения амплитуд
условных упругих напряжений (деформаций), соответствующих
числам циклов 103 и 104. При указанных амплитудах напряже-
напряжений (деформаций) проводят нагружение базовых образцов до
накопления усталостного повреждения а не менее 0,3.
Допускается проводить нагружение базовых образцов знако-
знакопеременным изгибом (г= — 1), при этом в пределах размеров
готовых образцов (в месте надреза) амплитуда деформаций не
должна различаться более чем на 10%. Надрез на ударном
образце следует располагать в месте наибольшего значения
амплитуды деформаций.
7.2.5.	Расчетный сдвиг критической температуры хрупкости
определяют в соответствии с п. 7.1.1 и принимают равным
202

наибольшему значению, полученному в рассматриваемом диа-
диапазоне чисел циклов нагружения, напряжений (деформаций).
Если окажется, что ЛХ;у<0, следует принять в качестве
расчетной характеристики ATN = 0.
8. МЕТОДИКА ОПРЕДЕЛЕНИЯ СДВИГА КРИТИЧЕСКОЙ
ТЕМПЕРАТУРЫ ХРУПКОСТИ ВСЛЕДСТВИЕ ВЛИЯНИЯ ОБЛУЧЕНИЯ
И КОЭФФИЦИЕНТА РАДИАЦИОННОГО ОХРУПЧИВАНИЯ
8.1.	ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
8.1.1.	Сдвиг критической температуры хрупкости вследствие
влияния облучения определяется по формуле
ArF = rKF-rKH,
где ATF^0; ТкР—критическая температура хрупкости мате-
материала после облучения; Гки — критическая температура хруп-
хрупкости материала в исходном (до облучения) состоянии.
8.1.2.	Коэффициент радиационного охрупчивания определя-
определяется из соотношения
AF = ATF{FJF0)\
где Fn— перенос нейтронов с энергией Е>0,5 МэВ; Fo =
= 1022 нейтр./м2; п — коэффициент.
8.2.	ОБЛУЧЕНИЕ ОБРАЗЦОВ
8.2.1.	Облучение образцов может производиться как в ис-
исследовательских, так и в энергетических реакторах, как в сухих
ампулах, так и в потоке теплоносителя
8.2.2.	Образцы-свидетели, загружаемые в корпус ядерного
энергетического реактора, размещают в герметичных контейне-
контейнерах, собираемых в гирлянду.
8.2.3.	При облучении образцов, загружаемых в реактор
в герметичных ампулах, должен быть обеспечен надежный
отвод тепла от образца с помощью наполнителей (алюминий,
гелий, натрий или другие).
8.2.4.	Отклонение температуры от заданной при облучении
на стационарном режиме не должно превышать +10° С.
8.2.5.	При облучении образцов в герметичных ампулах
непрерывный контроль температуры должен осуществляться
термопарами, закрепленными на образцах точечной сваркой на
их поверхности или запрессованными внутрь образца. Расстоя-
Расстояние между термопарами определяется конструкцией облучатель-
ного устройства, но не должно быть более 200 мм.
Контроль за изменением температуры в процессе облучения
должен осуществляться автоматически с записью на самопи-
203

шущих приборах. Погрешность показаний должна быть не
более +5° С. Рекомендуется устанавливать индикаторы фикса-
фиксации максимальной температуры облучения, которые должны
устанавливаться непосредственно на образцах.
В случае невозможности установки термопар при облучении
в энергетических реакторах допускается проводить контроль
максимальной температуры облучения только при помощи
алмазных мониторов или плавких термоиндикаторов.
8.2.6.	При облучении образцов в негерметичных ампулах
температура облучения контролируется по температуре тепло-
теплоносителя на входе и выходе из активной зоны или технологи-
технологического канала.
8.2.7.	Плотность потока быстрых нейтронов с энергией
?"^0,5 МэВ по высоте размещения образцов, предназначенных
для определения ATF при выбранном значении переноса
нейтронов, не должна различаться более чем на 15%.
8.2.8.	Перенос быстрых нейтронов, воздействующих на об-
образцы, определяется с помощью активационных индикаторов.
Количество индикаторов и расстояние между ними в радиаль-
радиальном и осевом направлениях облучательного устройства выбира-
выбирают в зависимости от его геометрии и размеров, но не менее
трех (в центре и по краям). Погрешность определения переноса
нейтронов должна быть не более +15% измеряемой величины.
8.2.9.	Отчет о проведении облучения должен содержать
следующие данные:
1)	номенклатуру и порядок размещения образцов в реак-
реакторе;
2)	энергетический спектр нейтронов в месте размещения
образцов в реакторе;
3)	записи температуры образцов в процессе облучения, тип
термопар и способ их крепления;
4)	распределение температуры по высоте облучательного
устройства за весь период облучения;
5)	тип индикаторов для определения переноса нейтронов
и их распределение по сечению и высоте облучательного
устройства;
6)	график работы реактора с остановками на планово-преду-
планово-предупредительный ремонт (ППР);
7)	давление, температуру, скорость и химический состав
теплоносителя и их изменение в процессе облучения образцов;
8)	приведенное к 100% мощности реактора время облучения
образцов.
8.2.10.	После облучения образцов в контакте с теплоносите-
теплоносителем должно быть сделано заключение об их внешнем виде,
произведен анализ содержания и распределения в образцах
водорода, а также дано заключение о коррозионном воздейст-
воздействии теплоносителя на материал образцов.
204

8.3. ПРОВЕДЕНИЕ ИСПЫТАНИЙ И ОБРАБОТКА РЕЗУЛЬТАТОВ
8.3.1.	Испытания на ударный изгиб образцов из материалов
в исходном и облученном состояниях должны проводиться на
одном и том же оборудовании.
8.3.2.	Количество образцов для испытания материала в од-
одном состоянии (облученном или необлученном) должно соответ-
соответствовать количеству образцов, требуемому для определения
критической температуры хрупкости согласно разд. 5 этого
приложения. В случае ограниченного количества образцов из-за
недостаточного объема устройств для облучения для постро-
построения одной температурной зависимости KCV допускается
использовать данные испытаний меньшего количества образцов,
но не менее 12.
8.3.3.	Если количество облученных образцов одной серии
(при одном флюенсе) является недостаточным (в силу причин,
указанных в п. 8.3.2) для определения критической температуры
хрупкости в полном соответствии с указаниями разд. 5 настоя-
настоящего приложения, то обработку экспериментальных данных
испытаний облученных и необлученных образцов проводят
следующим способом:
1. Строится график зависимости ударной вязкости (KCV) от
температуры испытаний Т с использованием уравнения
с
где А — среднее значение KCV между верхним KCVmax и ниж-
нижним KCVmin значениями ударной вязкости; 5 = (KCVmax —
KCVmin)/2; To — температура, соответствующая значению А;
С — эмпирическа я константа.
Значения А, В, С и То определяют обработкой эксперимен-
экспериментальных данных методом наименьших квадратов.
На график наносят экспериментальные значения ударной
вязкости для каждого из испытанных образцов.
Полученные по приведенному выше уравнению графики
являются исходной информацией для определения критической
температуры хрупкости.
2. По известному значению предела текучести материала
в исходном состоянии (при определении значения Тки) или
после облучения (при определении значения ТкР) при тем-
температуре 20° С в соответствии со значениями, указанными
в табл. П2.1, выбирается критериальное значение ударной
вязкости (KCV)!- При этом каждое из указанных в таблице
значений предела текучести принимается как среднее значение,
если для его определения использовалось не менее трех
образцов, и как максимальное, если для его определения
использовалось два образца.
205

3.	На графике KCV — Т на оси ординат (ось KCV)
откладывается значение (KCV)!. Через полученную точку
проводится линия, параллельная оси абсцисс (ось температур),
до пересечения с кривой ударной вязкости.
Температура, соответствующая точке пересечения, обознача-
обозначается Tv
4.	На графике KCV—Т на оси ординат откладывается
значение 1,5 (KCV)]. Через полученную точку проводится линия,
параллельная оси абсцисс, до пересечения с кривой ударной
вязкости.
Температура, соответствующая точке пересечения, принима-
принимается за температуру Т2.
5.	Если разность температур Т2 — 7\ окажется меньше
30° С, то температура 7\ принимается в качестве значения Гки
или TkF (для исходного и облученного состояний соответст-
соответственно).
6.	Если условие 5 не выполняется, то в качестве Гки или ТкР
принимают значение Т2 — 30° С.
9. МЕТОДЫ ИСПЫТАНИЙ НА УСТАЛОСТЬ
9.1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
9.1.1.	Термины и определения, используемые при проведении
испытаний на усталость и обработке экспериментальных дан-
данных, устанавливаются в соответствии с ГОСТ 23207—78.
9.1.2.	Определяемые характеристики сопротивления усталос-
усталости используют для:
1)	получения характеристик сопротивления усталостному
разрушению конструкционных материалов и их сварных соеди-
соединений, используемых в расчетах на циклическую прочность по
настоящим нормам;
2)	сравнения материалов и их сварных соединений различных
химических составов, технологии их изготовления и качества;
3)	обоснования выбора материалов для рассматриваемых
элементов оборудования и трубопроводов.
9.1.3.	Основными характеристиками, подлежащими опреде-
определению по результатам испытания металлов и их сварных
соединений на циклическую прочность (усталость) в малоцикло-
малоцикловой и высокоцикловой областях, являются:
1)	диаграмма статического и циклического деформирования
до деформаций не менее 3% и константы уравнений кривых
деформирования при их степенной аппроксимации;
2)	кривые усталости при нагружении с заданными деформа-
деформациями и константы уравнений кривых усталости при их
степенной аппроксимации;
206

3)	кривые усталости при нагружении с заданными усилиями
и константы уравнений кривых усталости при их степенной
аппроксимации;
4)	предел выносливости материала при заданном числе
циклов при симметричном нагружении,
5)	коэффициенты снижения циклической прочности сварного
соединения и металла с наплавкой cps,
6)	кривые длительной циклической прочности конструкцион-
конструкционных материалов и их сварных соединений;
7)	коэффициент снижения циклический прочности конструк-
конструкционных материалов и их сварных соединений с учетом влияния
нейтронного облучения;
8)	коэффициенты снижения циклической прочности конст-
конструкционных материалов и их сварных соединений с учетом
влияния коррозионной среды.
9 1 4. Основные требования к экспериментальному оборудо-
оборудованию, форме и размерам образцов, их изготовлению и чисто-
чистоте поверхности устанавливаются в соответствии с ГОСТ
25.502—79.
9.1.5	Форма и размеры образцов для испытаний выбирают-
выбираются с учетом формы и размеров сечений заготовок для элементов
оборудования и трубопроводов АЭУ, а также целей испытаний.
Для стержневых и листовых элементов оборудования с тол-
толщиной стенки свыше 20 мм используются преимущественно цилин-
цилиндрические образцы, а для тонкостенных листовых элементов
оборудования с толщиной стенки до 10 мм—плоские образцы.
9.1.6	Деформацию рабочей части образцов типов II и IV по
ГОСТ 25.502 — 79 измеряют продольными деформометрами,
при этом расстояние от опор деформометра до переходной
части должно быть не менее 2 мм.
9.1.7. При испытаниях образцов типов I и III по ГОСТ
25.502 — 79 применяются поперечные деформометры.
Определение продольной деформации производится по фор-
формулам
— или еа =—
где еарс, еаес — амплитуды пластической поперечной и упругой
поперечной деформаций соответственно; еас, еае — амплитуды
}пругопластической поперечной и упругой продольной дефор-
деформаций соответственно; р.„, \ле—коэффициент Пуассона для
пластической и упругой деформаций соответственно. Допускает-
Допускается принимать fip = 0,5 и це~0,3.
9.1.8. При проведении испытаний на усталость при повы-
повышенных температурах погрешность поддержания и измерения
заданной температуры рабочей части образца не должна
превышать +5° С в диапазоне температур от 50 до 600° С.
207

9.1.9.	Оборудование для нагрева образцов должно обеспечи-
обеспечивать нагрев рабочей части образцов типов II и IV (для образцов
типов I и III участок с радиусом К) по ГОСТ 25.502 — 79
с перепадом температур по длине и диаметру (толщине) не
более 5° С на 10 мм.
9.1.10.	Для материала, испытываемого на усталость, долж-
должны быть получены по разд. 2 данного приложения и приложе-
приложению 6 характеристики кра современной и длительной стати-
статической прочности и пластичности при соответствующих темпе-
температурах испытаний и длительности нагружения.
9.2. МАЛОЦИКЛОВАЯ УСТАЛОСТЬ
9.2.1.	Основным режимом малоциклового нагружения образ-
образцов является осевое растяжение-сжатие с заданными амплитуда-
амплитудами деформаций.
Допускается проведение испытаний при изгибе или кручении.
9.2.2.	Для материалов, склонных к циклическому разупроч-
разупрочнению (с отношением предела текучести к пределу прочности
свыше 0,7), наряду с испытаниями, указанными в п. 9.2.1,
следует проводить испытания с заданной амплитудой напряже-
напряжений (усилий).
9.2.3.	Характеристики сопротивления малоцикловой устало-
усталости, указанные в п. 9.1, определяются по результатам испыта-
испытаний серии образцов, которых должно быть:
1)	не менее трех — для определения диаграмм деформиро-
деформирования;
2)	не менее десяти—для определения кривых усталости по
образованию трещин длиной от свыше 0,5 до 2,0 мм при
симметричном цикле деформаций или напряжений.
9.2.4.	При склонности образцов типа II и IV по ГОСТ
25.502 — 79 к потере устойчивости допускается сокращение
длины рабочей части / образцов типа II до Id (d—диаметр
рабочей части) и типа IV до 2^/bh (b — высота; /г— толщина
рабочей части плоского образца).
9.2.5.	Испытания на малоцикловую усталость проводятся на
воздухе:
1)	при осевом растяжении-сжатии (основной вид нагру-
нагружения);
2)	при амплитудах напряжений выше предела текучести
и соответствующих деформациях;
3)	при симметричном цикле по контролируемому параметру
(деформация или напряжение);
4)	при числе циклов нагружения от 102 до 5 • 104 (не менее);
5)	при частоте нагружения до 1 Гц, исключающей самора-
саморазогрев образцов более чем на 30° С.
9.2.6.	Порядок проведения испытаний:
208

1)	проводятся осмотр и измерение размеров сечения рабочей
части образцов с погрешностью не более 0,5% номинального
размера;
2)	проводятся статические испытания для определения меха-
механических свойств;
3)	нулевой полуцикл нагружения образцов проводится при
растяжении;
4)	первый образец испытывается при амплитуде деформаций
1% (при нагружении с заданными деформациями) и деформа-
деформации нулевого полуцикла 0.6% (при нагружении с заданными
нагрузками);
5)	последующие образцы в зависимости от результата
испытания первого образца испытываются при амплитудах
деформации или деформациях нулевого полуцикла, обеспечи-
обеспечивающих прибтазительно равномерное распределение (в лога-
логарифмической шкале) получаемых долговечностей в заданном
диапазоне чисел циклов согласно п. 9.2.5;
6)	в процессе испытаний проводится запись нагрузок и дефо-
деформаций па двухкоординатном самописце в нулевом полуцикле
и в циклах KF, 2-10р, 3-10р, 5-10р, где р = 0, 1, 2, 3, 4.
При проведении испытания с целью определения долговеч-
долговечности регистрируется число циклов, соответствующее моменту
образования трещины по п. 9.2.3.
9.2.7 По результатам испытаний серии образцов составляет-
составляется сводный про i окол, включающий исходные данные (марка ма-
материала, термообработка, тип заготовки, место и ориентация вы-
вырезки образцов, форма, размеры и маркировка образца, тип ма-
машины, условия испытаний) о серии образцов, данные об ампли-
амплитудах деформаций, напряжений, долговечности до образования
трещин п о константах уравнений диаграмм деформирования.
9.2.8.	Результаты испытаний при нагружении с заданными
амплитудами деформаций каждого образца серии представля-
представляются графически в двойных логарифмических координатах:
1)	\gea -\gN;
2)	lgeap-\gN;
3)	\geae — lgN.
Указанные выше амплитуды деформаций принимаются для
стабилизированного цикла или числа циклов, равного 0,5JV.
9.2.9.	Результаты испытаний при нагружении с заданными
амплитудами напряжений каждого образца серии представля-
представляются графически в координатах \geap~\gN. При этом амплиту-
амплитуда плас»ических деформаций еар устанавливается расчетом по
деформации нулевого полуцикла е0 по формуле
209

где Rpe—предел пропорциональности в нулевом полуцикле,
МПа; Е—модуль упругости, МПа; А — коэффициент, характе-
характеризующий связь между деформацией е0 и шириной петли
гистерезиса 6t в первом полуцикле нагружения и принимаемый
равным среднему значению совокупности экспериментальных
значений А серии образцов по п. 9.2.3, определяемых по
формуле
A = 81{e0-RpJE).
9.2.10.	Построение кривых усталости по экспериментальным
точкам проводится по способу наименьших квадратов.
В случаях определения только амплитуд упругопластических
деформаций еа (без их разделения на упругие и пластические
составляющие) построение кривых усталости допускается про-
производить графическим интерполированием.
9.2.11.	Расчетные характеристики определяются по кривым
усталости:
1) по пп. 9.2.8 и 9.2.10 в пластических деформациях
где т, ес — константы уравнений, которые заносятся в сводный
протокол испытаний;
2) по пп. 9.2.8 и 9.2.10 в упругих деформациях
где те, Rc — константы уравнений, которые заносятся в свод-
сводный протокол испытаний;
3) по пп. 9.2.9 и 9.2.10 в пластических деформациях
eapNmi=ecb,
где тъ есЪ — константы уравнений, которые заносятся в сводный
протокол испытаний.
9.2.12.	Диаграмму циклического деформирования получают
по данным испытаний при заданных амплитудах деформаций
для стабилизированного цикла или числа циклов, равного 0,5
долговечности в координатах «размах деформаций 2еа— размах
напряжений 2аа».
9.2.13.	Показатель упрочнения кривой циклического дефор-
деформирования в неупругой области получают построением кривой
деформирования в двойных логарифмических координатах
lgBaa) — lgBea) как тангенс угла наклона аппроксимирующей
прямой:
В сводный протокол испытаний заносится значение показа-
показателя упрочнения v, полученное как среднеарифметическое не
менее чем для трех образцов.
210

Диаграмма статического деформирования строится анало-
аналогично с заменой 2ста, 2еа, 2Rpe на а0, е0, Rpe (напряжение
и деформация нулевого полуцикла соответственно).
9.3. МНОГОЦИКЛОВАЯ УСТАЛОСТЬ
9.3.1.	Характеристики многоцикловой усталости в заданном
диапазоне амплитуд напряжений (деформаций) и при заданной
асимметрии получаются по результатам испытаний серии
образцов, число которых должно быть не менее 12.
9.3.2.	Форма и размеры образцов для испытаний выби-
выбираются с учетом формы и размеров сечений заготовок для
элементов оборудования и целей испытаний.
Для стержневых и листовых элементов оборудования с тол-
толщиной стенки свыше 20 мм используются преимущественно
цилиндрические образцы, для тонкостенных элементов оборудо-
оборудования с толщиной стенки до 10 мм—плоские образцы.
9.3.3.	Основным режимом многоциклового нагружения
образцов является осевое растяжение-сжатие.
9.3.4.	Испытания на многоцикловую усталость проводятся
на воздухе:
1)	при осевом растяжении-сжатии (основной вид нагру-
нагружения);
2)	при симметричном цикле нагружения;
3)	при числе циклов нагружения для сталей свыше 5 • 104 до
107;
4)	при частоте нагружения до 200 Гц, исключающей само-
саморазогрев образцов более чем на 30° от заданной температуры.
9.3.5.	При оценке чувствительности материала к асимметрии
цикла кроме испытаний при коэффициенте асимметрии
га{ге)— — 1 проводятся испытания в объеме, указанном в п. 9.3.1,
при значениях гп(ге) = 0, где
amin(emin)—минимальное напряжение (деформация) цикла на-
нагружения; <зтах(ета%)—максимальное напряжение (деформация)
цикла нагружения.
9.3.6.	Допускается проведение испытаний при изгибе
с вращением образцов круглого сечения типов I и II по
ГОСТ 25.502 — 79, при плоском изгибе образцов типов III
и IV по ГОСТ 25.502 — 79 и при кручении образцов круглого
сечения для соответствующего вида нагружения элемента
конструкции.
9.3.7.	Порядок проведения испытаний:
1) проводятся осмотр и измерение размеров сечения рабочей
части образца с погрешностью не более 0,5% номинального
размера;
211

2)	первый образец испытывается при амплитуде напряжения
@,6 н-0,65) i?^ (при нагружении с постоянной амплитудой пол-
полной деформации эту амплитуду следует принимать равной 0,4%);
3)	последующие образцы (примерно 2/3 оставшегося коли-
количества) в зависимости от результата испытания первого образца
испытывают при амплитудах напряжений (деформаций), обеспе-
обеспечивающих приблизительно равномерное распределение полу-
получаемых долговечностей N до образования трещины длиной от
0,5 до 2 мм в заданном диапазоне числа циклов, указанных
в п. 9.3.4;
4)	предварительно обрабатывают результаты испытаний
и получают кривую усталости;
5)	для определения предела выносливости на базе испытаний
107 циклов испытывается не менее трех образцов при ампли-
амплитуде напряжений, принимаемой по предварительной кривой
усталости. Если два образца из трех испытанных или не менее
половины испытанных образцов не разрушаются до достижения
заданного числа циклов, то данная амплитуда принимается
равной пределу выносливости;
6)	проводится проверка полученного значения предела вы-
выносливости испытанием одного образца при амплитуде, равной
0,95 предела выносливости, при этом образец не должен
разрушиться при заданном числе циклов;
7)	окончательно обрабатываются результаты испытаний
и определяются характеристики многоцикловой усталости, при
этом ближайшая к пределу выносливости экспериментальная
точка должна быть получена при амплитуде не более 1,05
предела выносливости.
9.3.8.	По результатам испытаний составляется сводный
протокол, в который заносятся исходные данные (марка
материала, термообработка, тип заготовки, место и ориентация
вырезки образцов, форма, размеры и маркировка образца,
условия испытаний) о серии образцов, данные об амплитудах
напряжений (деформаций) и долговечности.
9.3.9.	Результаты испытаний каждого образца представ-
представляются графически в двойных логарифмических координатах
lgaa —lgiV.
9.3.10.	Построение кривых усталости по экспериментальным
точкам проводится по способу наименьших квадратов.
9.3.11.	По кривой усталости определяются расчетные харак-
характеристики—предел выносливости на заданной базе и показа-
показатель степени те кривой усталости:
где No — заданное число циклов (база испытаний).
9.3.12. По результатам испытаний при асимметричном цикле
по п. 9.3.5 определяется коэффициент чувствительности мате-
212

риала к асимметрии цикла напряжений (деформаций) по
формуле
1+г„
9.4. ДЛИТЕЛЬНАЯ ЦИКЛИЧЕСКАЯ ПРОЧНОСТЬ
9.4.1.	Испытания на длительную циклическую прочность
проводят по ГОСТ 25.505 — 85 «Расчеты и испытания на
прочность. Методы механических испытаний металлов. Испыта-
Испытания при малоцикловом неизотермическом и термоусталостном
нагружениях» на базе 2 • 104 ч при температуре, вызывающей
наибольшее снижение длительной пластичности исследуемого
материала. Характеристики длительной прочности и пластич-
пластичности определяют в соответствии с требованиями разд. 4
настоящего приложения.
9.4.2.	Основным видом нагружения является осевое растя-
растяжение-сжатие с заданными амплитудами деформаций.
Допускается проведение испытаний при изгибе с заданным
перемещением.
9.4.3.	Испытания проводят до момента образования тре-
трещины длиной от свыше 0,5 до 2 мм:
1)	в малоцикловой области A02—104 циклов) при симмет-
симметричном цикле нагружения [ге— — 1);
2)	в высокоцикловой области A0 — 107 циклов) при симмет-
симметричном и пульсирующем (го = 0) циклах нагружения.
9.4.4.	Частоту нагружения и время выдержки при максималь-
максимальной деформации цикла принимают такими, чтобы максималь-
максимальная продолжительность испытаний в пределах данной серии
образцов на принятой цикловой базе составляла не менее 10%
длительности эксплуатации элемента конструкции, изготавли-
изготавливаемого из исследуемого материала.
9.4.5.	Количество образцов в пределах одной серии должно
быть не менее восьми (по два образца на четырех уровнях
амплитуд деформаций).
9.4.6.	Результаты испытаний представляют в виде кривых
усталости по параметру длительности выдержки. Допускается
проводить построение кривых усталости по экспериментальным
точкам графическим интерполированием.
9.4.7.	Расчетные характеристики длительной циклической проч-
прочности определяют, используя рекомендации приложения 7 Норм.
9.4.8.	По результатам испытаний при асимметричном цикле
по п. 9.4 3 определяют коэффициент чувствительности мате-
материала к асимметрии цикла на1ружения, используя формулу
п. 9.3.12.
213

9.5. ЦИКЛИЧЕСКАЯ ПРОЧНОСТЬ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
И МЕТАЛЛА С НАПЛАВКОЙ
9.5.1.	Испытания на усталость металла различных зон свар-
сварных соединений и металла с наплавкой проводят в соответствии
с требованиями ГОСТ 25.502—79, ГОСТ 25.505 — 85 и пп.
9.1 — 9.4.
9.5.2.	При испытании металла сварного шва продольную ось
образцов типов II, IV по ГОСТ 25.502 — 79 следует располагать
параллельно оси сварного соединения. Допускается использова-
использование образцов типов I и III с расположением оси образцов
перпендикулярно оси сварного соединения.
Для изготовления образцов используются сварные соедине-
соединения первой категории.
9.5.3.	При испытании металла переходных зон (зоны
сплавления и зоны термического влияния) минимальное сечение
образцов типов I, III по ГОСТ 25.502 — 79 следует располагать
в испытываемой зоне сварного соединения. По результатам
испытаний строится кривая усталости, являющаяся нижней
огибающей кривых различных зон сварного соединения.
Допускается получать кривую усталости, используя образцы
типов II и IV с расположением в пределах базы измерения
продольной деформации всех зон сварного соединения.
9.5.4.	Определение характеристик циклической прочности
металла с наплавкой проводят на образцах с сохранением
наплавки в натуральную величину. При этом высота образца
принимается равной Н=4В, где В—толщина наплавленного
слоя. Для однослойной наплавки допускается использование
образцов с меньшим сечением рабочей части. При этом
толщина наплавленного слоя должна быть не менее B + 0,5) мм.
9.5.5.	Для определения диаграммы циклического деформиро-
деформирования металла наплавки используют образец, целиком вырезан-
вырезанный из металла наплавленного слоя.
9.5.6.	Если при испытании металла переходных зон сварных
соединений циклические разрушения возникают не в рассматри-
рассматриваемой зоне образца, то исследуемая зона образца переносится
в ту часть, где возникают разрушения.
9.5.7.	При испытаниях плоских образцов с наплавкой
производится фиксация зоны, в которой возникают трещины
(наплавленный слой, поднаплавочная зона, основной металл).
9.5.8.	По результатам испытаний на усталость основного
металла в соответствии с указанными пп. 9.2 — 9.4, а также
металла сварных соединений и металла с наплавкой опреде-
определяется коэффициент снижения циклической прочности сварного
соединения или металла с наплавкой <ps при заданной долговеч-
долговечности N по формуле
ф5 = eas/ea,
214

где eas — амплитуда деформации по кривой усталости сварного
соединения; еа — амплитуда деформации по кривой усталости
основного металла.
9.5.9.	Для определения значений ф5 используются кривые
еа — N, полученные по пп. 9.5.3, 9.5.4. Если полученное значение
Ф5>1, то принимается (ps=l.
Если в интервале чисел циклов 102 —107 отличие ф5 от ф5
при JV=104 окажется не более чем на +10%, то принимается
минимальное значение ф5, установленное по кривой ф5 — N.
В остальных случаях значения ф8 определяются по зависимости
ф5 — <7a(fa)> которая и используется в расчетах.
9.5.10.	Результаты циклических испытаний металла сварных
соединений и металла с наплавкой заносятся в сводный
протокол испытаний.
9.6. ЦИКЛИЧЕСКАЯ ПРОЧНОСТЬ ОСНОВНЫХ МАТЕРИАЛОВ, СВАРНЫХ
СОЕДИНЕНИЙ И МЕТАЛЛА С НАПЛАВКОЙ В КОРРОЗИОННЫХ СРЕДАХ
9.6.1.	При испытаниях на циклическую прочность опреде-
определяются следующие расчетные характеристики:
1) кривые усталости при малоцикловом нагружении в ампли-
амплитудах упругопластических деформаций на воздухе и в среде при
заданных температуре, форме цикла и частоте нагружения;
2)фк(фК5) — коэффициент коррозионного снижения цикли-
циклической прочности основного металла (сварного соединения),
равный отношению значения еа по кривой усталости, получен-
полученной при испытаниях в среде, к значению еа по кривой усталости,
полученной при испытаниях на воздухе образцов того же типа,
при долговечности N;
3) фк(фк8) — минимальное значение коэффициента коррозион-
коррозионного снижения циклической прочности Фк(фК5).
В дальнейшем используются только обозначения фк и фк.
9.6.2.	Коэффициенты коррозионного снижения циклической
прочности определяются по результатам испытаний серий
образцов на воздухе и в коррозионной среде в идентичных
условиях по температуре испытания, материалу и размерам
рабочей части образца.
9.6.3.	При испытаниях используют образцы типов I — IV по
ГОСТ 25.502 — 79. При осевом растяжении-сжатии или круче-
кручении применяют трубчатый образец, указанный на рис. ГТ2.2.
При нагружении чистым или консольным изгибом исполь-
используют образцы, рабочая часть которых показана на рис. П2.3,
П2.4. Конструкция переходных зон должна исключать разруше-
разрушение в их пределах.
9.6.4.	При испытании образцов, содержащих в пределах
рабочей части зону сплавления, измерение и регулирование
деформации осуществляются, как и для однородного металла.
215

Рис. ГО.2. Образец для испытаний при осевом растяжении-сжатии и кручении:
(d— rf,)/rf=0,05 —0,1; d~d^\ мм, А><:/; /=C — 4)й?. Для образцов растяжения-сжатия Ijd
опредеаяется требованиями устойчивости
9.6.5.	Количество образцов и требования к их изготовлению
указаны в п. 9.2 настоящего приложения.
9.6.6.	Образцы маркируют с обоих концов в таких местах
и таким способом, чтобы не понизить сопротивление цикличе-
циклическому разрушению и обеспечить сохранность маркировки после
испытаний.
9.6.7.	Образец испытывают в состоянии, соответствующем
состоянию металла в изготовленном или эксплуатируемом
изделии.
9.6.8.	При исследовании механизмов коррозионно-усталост-
ного разрушения допускается предварительная обработка
образцов:
1)	автоклавирование;
2)	окисление на воздухе при повышенных температурах;
3)	выдержка при повышенной температуре с предваритель-
предварительной пластической деформацией или без нее;
4)	провоцирующий нагрев заготовок образцов при исследо-
исследовании влияния цикла сварки на основной металл в околошов-
околошовной зоне.
9.6.9.	При осевом растяжении-сжатии образцов измере-
измерение и контроль деформаций определяются в соответствии
с ГОСТ 25.502 —79.
9.6.10.	Амплитуду деформации на поверхности рабочей
части образца из однородного материала с постоянным
прямоугольным поперечным сечением при нагружении чистым
(четырехточечным) изгибом определяют по формуле
где Аа — амплитуда перемещения середины рабочей части
относительно средних опор, мм; s—высота поперечного сече-
сечения рабочей части образца, мм; 1р—длина рабочей части
образца (расстояние между средними опорами), мм.
Схема нагружения чистым изгибом приведена на рис. П2.5.
При испытании образца из однородного или неоднородного
материала (например, включающего различные зоны сварного
216

W//7,
Рис. П2.3. Рабочая часть образца для испытаний при чистом изгибе:
s>2 mm; L^ls; 1.55Сй/лгС2,5
Рис. П2 4. Форма и размеры рабочей части образца для испытаний при
консольном изгибе'
А, мм
2-10
Ь, мм
B -10) h
Я/Л
1,5 — 2
Rlh
соединения) амплитуду деформаций в рабочей части образца
допускается определять экспериментально, например методом
тензометрирования.
9.6.11.	Деформацию рабочей части образца допускается
определять по перемещению захватов вне автоклава с исполь-
использованием тарировочных зависимостей, получаемых при испыта-
испытаниях на воздухе.
9.6.12.	Испытательное оборудование включает контур, за-
заполненный средой, и нагружающее устройство, которым может
служить универсальная или специальная испытательная ма-
машина, обеспечивающая поддержание задапною режима нагру-
жения, формы и характеристик цикла.
9.6.13.	Испытательное оборудование должно обеспечивать:
1)	измерение перемещений с погрешностью не более +3%
заданного значения;
2)	погрешность поддержания циклических перемещений не
должна превышать +5% заданных значений;
3)	погрешность поддержания и измерения заданной темпера-
температуры не должна превышать ± 5° С в диапазоне температур
20 —350° С;
217

Рис. П2 5. Схема нагружения призматического образца чистым изгибом
4)	контроль и поддержание давления с погрешностью не
более +5% заданного значения;
5)	контроль и поддержание среды по значению рН =
= 4,5 — 10,5, содержанию ионов С1 (до 10 мкг/кг) и О2 (до
10 мг/кг), а также по другим составляющим, вводимым
в состав реальной рабочей среды, например, при борировании
или регулировании содержания кислорода с погрешностью не
более +10% заданного значения;
6)	принудительную циркуляцию среды (допускаются испыта-
испытания при естественной циркуляции);
7)	фиксацию момента возникновения трещины длиной 0,5 —
2 мм или разрушения каждого образца в процессе работы
испытательной машины.
9.6.14. Испытания проводятся:
1)	при пульсирующем и симметричном циклах деформаций
при осевом растяжении-сжатии или кручении цилиндрических
и трубчатых образцов, чистом или консольном изгибе плоских
образцов. Допускается проведение испытаний только по пуль-
пульсирующему циклу;
2)	при числе циклов нагружения от 102 до 5 • 104;
3)	на воздухе и в коррозионной среде при одинаковых
температурах (при максимальной температуре рабочей среды
в обязательном порядке). Частота (скорость) нагружения на
воздухе определяется требованиями ГОСТ 25.502 — 79;
4)	на воздухе в соответствии с ГОСТ 25.502 — 79;
5)	в среде с выдержкой А/о при максимальной деформации
растяжения (А/О^30с). Определяется (фкH и (фкH при 7V=102,
103, 104, 5 • 104;
6)	следующие испытания на циклическую прочность в среде,
проводятся с увеличением выдержки А/„ = тА/0, где т =
= 5, 10, 50, ..., и соответственно и=1, 2, 3, ...;
_ 7) испытания прекращаются, если выполняется условие
[(фк)„_г —(фк)„]^0,1 и на графиках зависимостей (фк)ш от lg(Atm)
при значениях N= 102, Ю3, 104, 5 • 104 отмечается снижение
темпа уменьшения (фк)т, т. е.
при возрастании lg(A/
218

убывает. Зависимости (cpK)m от lg(Atm) приводят в сводном
протоколе испытаний;
8) при (срк)„ > 1 принимают (<рк)„ = 1.
9.6.15.	Перед испытаниями измеряют размеры поперечного
сечения рабочей части образцов с погрешностью не более 0,5%
номинального размера, затем образцы обезжиривают и про-
промывают.
9.6.16.	При перерыве в испытаниях на многообразцовой
установке проводят осмотр всех образцов, фиксацию в прото-
протоколе размеров, числа, особенностей и мест образования
трещин.
Испытания прерывают для удаления разрушенных образцов
или устранения неисправностей. Время осмотра с целью
обнаружения трещин на образцах, испытываемых при мини-
минимальной амплитуде деформаций, устанавливают после разру-
разрушения образцов с более высокими деформациями на основе
анализа результатов испытаний, представленных в координатах
lgea—lgA^.
9.6.17.	Образцы после испытаний осматривают, фиксируют
число и особенности расположения трещин, подвергают метал-
металлографическому исследованию. Поверхность излома образца
исследуется для установления вида разрушения.
9.6.18.	В протоколе испытаний указывают:
1)	номер образца (маркировку);
2)	марку материала, его состояние, номер плавки;
3)	ориентацию вырезки образцов, вид заготовки;
4)	номер секции и ячейки, в которой размещен образец;
5)	размеры сечения рабочей части (только до и после
испытаний);
6)	состав среды и даты ее контроля (периодичность контроля
устанавливается в процессе подготовки испытаний и корректи-
корректируется при их проведении);
7)	температуру, давление среды;
8)	максимальное и минимальное усилия (факультативно);
9)	даты начала испытаний, контрольных измерений и окон-
окончания испытаний;
10)	число циклов до разрушения Nf и обнаружения трещины
Nc;
11)	информацию о перерывах в испытаниях, уровне нагруже-
ния образца при перерыве испытаний, изменениях режима,
числе трещин и характере разрушения, о местной и общей
коррозии.
9.6.19.	Сводный протокол испытаний составляют по прото-
протоколам испытаний отдельных образцов серии.
9.6.20.	Построение кривых усталости, полученных на воздухе
и в среде, проводят в соответствии с указаниями разд. 9.2 — 9.5
настоящего приложения.
219

9.6.21. Коэффициент снижения циклической прочности фк
принимают равным значению (<рк)„, определенному в соответ-
соответствии с п. 9.6.14.
9.7. ВЛИЯНИЕ ОБЛУЧЕНИЯ НА ЦИКЛИЧЕСКУЮ ПРОЧНОСТЬ ОСНОВНЫХ
МАТЕРИАЛОВ, СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ И МЕТАЛЛА С НАПЛАВКОЙ
9.7.1.	Испытания облученных конструкционных материалов,
их сварных соединений и наплавленного металла на цикличе-
циклическую прочность проводят в малоцикловой области нагружения
(число циклов до разрушения Nf изменяется в интервале от 102
до 5-Ю4).
9.7.2.	Испытания проводят для определения коэффициентов
снижения сопротивления циклическому разрушению материалов
(pf, их сварных соединений и металла наплавки cpfs в результате
нейтронного облучения.
9.7.3.	Коэффициент снижения сопротивления малоцикловому
разрушению (pF = (<pFs] определяют при симметричном цикле
заданных деформации и температуре 20° С в зависимости от
температуры облучения, переноса нейтронов (?^0,5 МэВ) и ам-
амплитуды деформации.
9.7.4.	Образцы для испытаний могут быть облучены
предварительно или вырезаны из элемента конструкции, подвер-
подвергавшегося в процессе эксплуатации действию нейтронного
облучения.
9.7.5.	Геометрия рабочей части образцов должна соответ-
соответствовать ГОСТ 25.502 — 79.
Допускается использование образцов, приведенных на
рис. П2.6 — П2.8.
9.7.6.	Формы и размеры головок образцов зависят от усло-
условий облучения (теплосъема и крепления в навеске или ампуле)
и способа его крепления в захватах испытательной машины.
9.7.7.	Все образцы должны быть промаркированы с обоих
концов, причем маркировка должна сохраняться на всех стадиях
облучения и последующего испытания.
9.7.8.	Облучение образцов проводится в соответствии с тре-
требованиями п. 8.2 настоящего приложения.
9.7.9.	Испытание облученных образцов на малоцикловую
усталость проводят при нагружении заданными деформациями
(осевое растяжение-сжатие, повторный изгиб или кручение) по
симметричному циклу при температуре 20° С.
9.7.10.	Экспериментальное оборудование, количество образ-
образцов и порядок проведения испытаний должны удовлетворять
требованиям ГОСТ 25.502 — 79.
9.7.11.	Испытание образцов в исходном состоянии проводят
по той же методике и на том же экспериментальном
оборудовании, что и испытание облученных образцов.
220

Рис. П2.6. Форма и размеры рабочей части образца для испытаний в условиях
осевого растяжения-сжатия при R^d
d, мм
3
5
7,5
10
/, мм
6
10
15
20
Рис. П2.7. Форма и размеры рабочей части образца для испытаний при
повторном изгибе:
А, мм
2 — 10
Ь, мм
B-10)
Я/А
1,5—2
Л/А
»5
9.7.12. Конструкция оборудования должна быть такова,
чтобы закрепление образцов в захватах машины, операции по
настройке ее на заданный режим нагружения и установка
экстензометра (тензорезистора) на рабочей части образца могли
осуществляться дистанционно при помощи манипулятора.
221

/
\	1
ч/ V
у
d .
_. Z " ^
>
1	1
С
Рис. П2.8. Форма и размеры рабочей части образца для испытаний при
повторном кручении.
d, мм
L, мм
R, мм
9.7.13.	Экстензометры и динамометрический элемент маши-
машины должны проходить тарировку не реже 1 раза в год.
9.7.14.	Данные испытаний облученных образцов на мало-
малоцикловую усталость обрабатывают в соответствии с п. 9.6.2.
9.7.15.	Коэффициент (pf((pfs) для данных условий облуче-
облучения определяют как отношение амплитуд разрушающих
деформаций образцов облученного eaF и необлученного еа
материалов при одинаковом числе циклов и представляют
в виде <PF=/(ea)[(pfs=/(ea)]. При определении значения cpfs
используются кривые усталости, являющиеся нижними оги-
огибающими кривых усталости для различных зон сварного
соединения или наплавки, включая переходные зоны.
10. МЕТОДЫ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ИСПЫТАНИЙ МЕТАЛЛОВ
10.1.	МЕТОД ИСПЫТАНИЯ НА ИЗГИБ
10.1.1.	Технологические испытания на изгиб при нормальной^
температуре, форма и размеры образцов должны соответство-
соответствовать требованиям ГОСТ 14019 — 80.
10.1.2.	Оценка результатов испытаний на изгиб проводится
в соответствии с требованиями стандартов и технических;
условий на поставку.
10.2.	ТРУБЫ. МЕТОДЫ ИСПЫТАНИЙ НА ИЗГИБ
10.2.1. Методы испытания на изгиб образцов в виде отрез-
отрезков труб, размеры образцов, место вырезки образцов для
испытания и оценка результатов определяются в соответст-
соответствии с требованиями стандартов технических условий на
поставку.
222

10.3. ТРУБЫ. МЕТОД ИСПЫТАНИЙ НА СПЛЮЩИВАНИЕ
10.3.1. Метод испытания труб на сплющивание, размеры
образца, место вырезки образцов для испытаний и оценка
испытаний определяются в соответствии с требованием стан-
стандартов и технических условий на поставку.
11. СВАРНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ. МЕТОДЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ
МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ
11.1.	Определение механических свойств сварного соединения
на статическое растяжение, изгиб или сплющивание (для труб
с толщиной стенки до 5= 12 мм — на ударный изгиб), а также
испытания на статическое растяжение для металла шва,
металла различных участков околошовной зоны и наплавлен-
наплавленного металла при всех видах сварки, место вырезки, форма
и размеры образцов, их количество, условия проведения
испытаний, оценка результатов испытаний должны соответ-
соответствовать требованиям ГОСТ 6996 — 66.
11.2.	Испытания сварного соединения на статический изгиб
проводятся для стыковых сварных соединений:
формы и размеры образца, место вырезки образцов, требо-
требования к изготовлению образцов, условия проведения испытаний
при испытании на изгиб определяются ГОСТ 6996 — 66. При
толщине металла более 50 мм размеры образца оговариваются
специальными техническими условиями.
11.3.	Испытания по сплющиванию проводятся на отрезках
труб, размеры которых определены ГОСТ 6996 — 66; условия
проведения испытаний, оценка результатов испытаний устанав-
устанавливаются согласно ГОСТ 6996 — 66.
11.4.	Испытания металла различных участков сварного
соединения и наплавленного металла на ударный изгиб
(на надрезанных образцах) проводятся в соответствии
с ГОСТ 6996 — 66 на образцах типа IX или X, XI.
11.5.	Испытания на статический изгиб металла с наплавкой.
11.5.1.	Для испытания на изгиб наплавленного антикоррози-
антикоррозионного покрытия используются контрольные наплавки, выпол-
выполненные при аттестации новых материалов.
11.5.2.	Контрольная наплавка разрезается на две части, одна
из которых используется для изготовления изгибных образцов
без термической обработки, а вторая перед вырезкой образцов
подвергается высокому отпуску согласно производственно-тех-
производственно-технологической документации на изготовление соответствующих
изделий с наплавлением антикоррозионным покрытием.
11.5.3.	Образцы для изготовления на изгиб наплавленного
антикоррозионного покрытия.
11.5.3.1. Из контрольной наплавки вырезают образцы
223

а)
г)
Ну
30015
300±5
Рис П2 9 Типы образцов.
а— типа А1 и А2, б—типа В1 и В2
Напрайлеиие наплавки'
А1
А1
В1
В1
А2
А2
-г
В2
Рис П2 10 Схема вырезки образцов
А1 —с наплавкой по широкой стороне с продочьной осью поперек направления наплавки
А2—то же с продольной осью вдоль вацравчения наплавки, В1—образец с наплавкой по
узкой стороне с продольной осью поперек направ!ения напчавки, ?2— то же г продольной
осью вдоль направления нан ивки
четырех типов, форма и размеры которых должны соответ-
соответствовать рис. П2 9 и П2.10.
11.5.3.2.	Для отдельных типов образцов приняты обозначе-
обозначения, указанные на рис. П2.Ш.
11.5.3.3.	При изготовлении образцов следует соблюдать
следующие условия:
поверхность на плав пенного покрытия обрабатывают меха-
механическим способом до выравнивания поверхности с обеспече-
обеспечением толщины покрытия в пределах установленных допусков;
224

R30
150
Рис П2П. Схема испытания образцов из наплавленного металла
направление механической обработки должно совпадать
с продольной осью образца;
продольные кромки образцов должны быть скруглены
радиусом 0,5 мм.
11.5.4.	Испытательное оборудование.
Испытания на изгиб образцов наплавленного антикоррози-
антикоррозионного покрытия проводятся на испытательных машинах или
прессах соответствующей мощности. При этом радиус закругле-
закругления пуансона и опор, а также расстояние между опорами
должны соответствовать рис. П2.11, а ширина пуансона и опор
должна превышать ширину образца.
11.5.5.	Проведение испытаний.
11.5.5.1.	Нагружение образцов осуществляют плавно со
скоростью перемещения пуансона не более 0,25 мм-с.
11.5.5.2.	Испытания на изгиб образцов наплавленного анти-
антикоррозионного покрытия проводят сосредоточенной нагрузкой
в середине пролета между опорами (рис. П2.11) до появления
первой трещины или до заданного угла изгиба. Металл
наплавки в зависимости от типа образцов должен быть
расположен согласно рис. П2.12.
11.5.6.	Оценка результатов испытаний.
Основной металл
Наплавка
Основной металл
А.
Наплавка
Рис П2 12 Схема расположения образцов при испытании
225

11.5.6.1.	При испытаниях на статический изгиб осматри-
осматриваются наружная поверхность и кромки изогнутой части
образцов без применения увеличительных средств.
11.5.6.2.	Угол изгиба измеряют в ненапряженном состоянии
образца и определяют с погрешностью не более 2°.
11.5.6.3.	При проведении испытаний на изгиб до появления
первой трещины определяют угол изгиба, полученный до
появления первой трещины в напряженном состоянии.
11.5.6.4.	Трещины, возникающие в процессе испытаний на
растянутой стороне и на кромках образца, не считаются
браковочным признаком, если их длина не превышает 20%
ширины образца и составляет не более 5 мм, за исключением
трещин, возникающих в зоне сплавления антикоррозионного
покрытия с основным металлом.
При испытании определяют место образования трещины или
разрушения:
1)	по шву;
2)	по зоне термического влияния;
3)	по основному металлу.
11.5.6.5.	Оценку результатов испытаний проводят в зависи-
зависимости от требований соответствующей нормативно-технической
документации.
11.5.7. Протокол испытаний,
В протоколе испытания следует указать:
1)	марку и партию основного металла;
2)	марку и партии сварочных наплавочных материалов;
3)	способ сварки наплавки;
4)	вид и режим термической обработки;
5)	метод испытания;
6)	тип и размеры образца;
7)	маркировку образца;
8)	диаметр оправки пуансона;
9)	радиус опор;
10)	результаты испытания.
ПРИЛОЖЕНИЕ 3
(рекомендуемое)
УНИФИЦИРОВАННЫЕ МЕТОДЫ РАСЧЕТНОГО
И ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО ОПРЕДЕЛЕНИЯ НАПРЯЖЕНИЙ,
ДЕФОРМАЦИЙ, ПЕРЕМЕЩЕНИЙ И УСИЛИЙ
Условные обозначения
s — толщина, мм
Rs — средний радиус оболочки, мм
R — текущий радиус толстостенного цилиндра, пласти-
пластины, кольца, мм
226

Ro — радиус внутренней крайней точки кольца, внутрен-
внутренний радиус патрубка, мм
Rc — радиус центра тяжести сечения кольца, радиус
наружной поверхности двухслойного толстостен-
толстостенного цилиндра, мм
Ra — внутренний радиус толстостенного цилиндра, мм
Rb — наружный радиус толстостенного цилиндра, радиус
общей поверхности двухслойного толстостенного
цилиндра, мм
Лг — радиус галтели в месте стыка патрубка с корпу-
корпусом, мм
RH — наружный радиус пластины, радиус наружной
крайней точки кольца, мм
Qt, P, — внешние распределенные по кольцу усилия в
радиальном и вертикальном направлении соответ-
соответственно, Н/мм (кгс/мм)
М — изгибающий момент, Н ¦ мм (кгс • мм)
М, — внешний распределенный по кольцу момент,
Н • мм/мм (кгс • мм/мм)
Nc — равномерно распределенное усилие, отнесенное к
центру тяжести сечения кольца, Н/мм (кгс/мм)
Мс — равнодействующий момент, отнесенный к центру
тяжести сечения кольца, Н • мм (кгс ¦ мм)
Мо — сосредоточенный изгибающий момент, Н ¦ мм
(кгс • мм)
Мх — изгибающий момент, приложенный к патрубку в
меридиональной плоскости корпуса, Н • м (кгс • мм)
М2 — изгибающий момент, приложенный к патрубку в
плоскости поперечного сечения корпуса, Н • мм
(кгс • мм)
М2, Мг, Мф, Мв — осевой, радиальный, меридиональный и кольцевой
изгибающие моменты соответственно, Н • мм/мм
(кгс • мм/мм)
стг, стг, стф, ств — осевое, радиальное, меридиональное и кольцевое
напряжения соответственно, Па (кгс/мм2)
Nz, N9, Nq — осевое, меридиональное и кольцевое усилия соот-
соответственно, Н/мм (кгс/мм)
Н — перерезывающее в оболочке усилие, действующее
в плоскости параллельного круга, радиальное уси-
усилие в пластине, Н/мм (кгс/мм)
9 — угол поворота, рад
w — радиальное перемещение оболочки, прогиб пласти-
пластины, мм
и — радиальное перемещение пластины и кольца, мм
сса — коэффициент концентрации
т — показатель ползучести
z — расстояние от края вдоль оси цилиндрической обо-
оболочки, для пластин и колец расстояние по оси ор-
ординат, мм
/ — длина короткой цилиндрической оболочки, мм
dv d — диаметр отверстий, мм
t — шаг отверстий, мм
227

и; — число отверстий диаметром dt
h — высота кольца, мм
F — эффективная площадь поперечного сечения кольца,
мм2
Jx — момент инерции поперечного сечения кольца отно-
относительно оси, проходящей через центр тяжести
сечения кольца и перпендикулярной оси кольца,
мм4
/i — отношение толщин стыкуемых элементов
Ф — угол, рад
Фн — коэффициент ослабления при расчете напряжений
Фн — коэффициент ослабления при изгибе
фс — коэффициент ослабления при растяжении-сжатии
Е — модуль продольной упругости, Па (кгс/мм2)
(X — коэффициент Пуассона
ос — температурный коэффициент линейного расшире-
расширения, 1/К A/°С)
Es3
D = -rrr.	г\ — цилиндрическая жесткость, Нмм (кгс-мм)
к = ^/3A—(X2) — коэффициент, зависящий от свойств материала
/ — безразмерная функция, характеризующая закон
изменения краевого момента по образующей пат-
патрубка
Г — температура, К (ГС)
р — давление на единицу поверхности, Па (кгс/мм2)
ра — внутреннее давление на единицу поверхности, Па
(кгс/мм2)
рь — наружное давление на единицу поверхности, Па
(кгс/мм 2)
Р — сосредоточенная сила, Н (кгс)
1. ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ
1.1.	Настоящее приложение к Нормам содержит рекомендуе-
рекомендуемые унифицированные методы расчетного и экспериментального
определения напряжений, деформаций, перемещений и усилий.
1.2.	Наряду с изложенными методами и формулами допус-
допускается использование для расчета других расчетных методик
и формул, позволяющих получить результаты с большей точно-
точностью.
2. РАСЧЕТ НАПРЯЖЕНИЙ, ПЕРЕМЕЩЕНИЙ И УСИЛИЙ
В ОСЕСИММЕТРИЧНЫХ КОНСТРУКЦИЯХ ИЗ ТОНКОСТЕННЫХ
ОБОЛОЧЕК, ПЛАСТИН И КОЛЕЦ ПРИ ОСЕСИММЕТРИЧНОЙ
НАГРУЗКЕ
2.1. ПРАВИЛО ЗНАКОВ
2.1.1. Положительные направления усилий и перемещений
(при принятом направлении отсчета текущей координаты вдоль
228

л
Рис П3.1. Положительные направления усилий и перемещений:
а—цилиндрическая оболочка, б—сферическая оболочка, в — пластина, г — кольцо
меридиана) для цилиндрической и сферической оболочек,
пластины и кольца показаны на рис. П3.1.
Знаки « + » в формулах для напряжений в оболочках
относятся к наружной « + » и внутренней « —» поверхностям
оболочек.
Знаки « + » в формулах для напряжений в пластинах
относятся к верхней « + » и нижней « —» поверхностям
пластины.
2.2. ЭЛЕМЕНТЫ ОБОЛОЧЕК ВРАЩЕНИЯ ПРИ ДЕЙСТВИИ ВНУТРЕННЕГО
ДАВЛЕНИЯ, ТЕМПЕРАТУРНЫХ НАГРУЗОК И КРАЕВЫХ УСИЛИЙ
2.2.1. Цилиндрическая тонкостенная оболочка постоянной
толщины
В табл. П3.1 приведены формулы для вычисления переме-
перемещений, усилий и напряжений в цилиндрической оболочке от
равномерного внутреннего давления и осевой силы, а также от
гидростатического давления.
В табл. П3.2 даны формулы для расчета перемещений,
усилий и напряжений в полубесконечной оболочке от неравно-
229

мерного вдоль меридиана и по толщине осесимметричного
температурного поля.
В табл. ПЗ.З и П3.4 указаны формулы для нахождения
перемещений, усилий и напряжений соответственно в полубес-
полубесконечной (табл. ПЗ.З) и короткой (табл. П3.4) оболочках от
краевых перерезывающих сил и изгибающих моментов (осевая
сила отсутствует) и заданных краевых смещений в коротких
оболочках.
Эти формулы применимы, если радиальные перемещения
малы по сравнению с толщиной оболочки. При отношении
s/Rs^0,05 погрешность формул менее 5%; при s/Rs^0,l—менее
10%. Оболочки могут рассматриваться как полубесконечные,
если их длина 1^2,5у/~Я^>. В противном случае следует
применять формулы для короткой оболочки.
2.2.2.	Сферическая тонкостенная оболочка постоянной тол-
толщины без отверстия и с отверстием в вершине (сферический
сегмент).
В табл. П3.5 даны формулы для вычисления перемещений,
усилий и напряжений в сферической оболочке без отверстия
и с отверстием в вершине от равномерного внутреннего
давления и меридионального растягивающего усилия.
В табл. П3.6 приведены формулы для нахождения перемеще-
перемещений, усилий и напряжений в сферической оболочке без
отверстия в вершине от неравномерного вдоль меридиана и по
толщине осесимметричного температурного поля.
В табл. П3.7 даны формулы для расчета перемещений, уси-
усилий и напряжений в сферической оболочке без отверстия в вер-
вершине от краевых перерезывающих усилий и изгибающих моментов.
Все формулы применимы при малых по сравнению с толщи-
толщиной радиальных перемещениях и при следующих условиях для
углов:
Фо, 4>i—любые (табл. П3.5);
ф0—любой (табл. П3.6);
Ф*<Фо<я — ф* (табл. П3.6, П3.7)
(при фо<ф* = 2,5^/s/rJ следует применять формулы для сфери-
сферической оболочки).
При соблюдении указанных условий и отношении s/i?s<:0,05
погрешность формул составляет менее 5%, при s/Rs ^0,1—ме-
^0,1—менее 10%.
2.2.3.	Эллиптическая тонкостенная оболочка постоянной
толщины (полуэллипсоид).
В табл. П3.8 приведены формулы для расчета перемещений,
усилий и напряжений в эллиптической оболочке от равномер-
равномерного внутреннего давления р и меридионального растягиваю-
растягивающего усилия N/2
230

р"
Си
ев
cold.
eegSS
1st
a«©
II »
II II
+
1
CO
I
Z
HI II
II
Ц
1
231

*8 I '
+ а
(N '~' | СО.
^ л1
НЧ i
232

2I!
233

С N
mi
234

fef if
S3S
235

I
s
5
в,
с
к
%
1
силие и
:ремещение, у
с
8
1
трив
чени
§8
8
хема
1
j=
о
о
li"
со.
+
о
Ч
со.
о
СО.
+
^—i—
1
II
о
X
л
шол
S
О N
р. II
С N
II § В
О
+
с
Ш>
-H |O4
II
cT
,—"—^
a
Q
eo.
h
c
S
*!
Q
CO.
Э
CO.
+
CO.
и
и
ft
г- ь^,
СУ О
s
X
J=
«J1
я
¦a
-и |(N
II
о;"
II
-
-
¦* 1
1
CO.
«?
CO.
D
CO.
с
Q
CO.
II
1
С
С
Г
3
J3
u_f
С
— i ¦*
II
^°
_
a
CO.
V
3
4
CO.
5
CO.
it
¦4-
	s
ca
II
ft
i
1
.	.
>
>
II
CO.
CO.
II
H
1
о
4
1
t
i
i
\>
Г
t.
i
ii
-o
i
CO.
1
*°
о
о"
II
of
p. II
« N
° s*
ii S ^
_я^
II*
>,
i
!
CO.
+
a?
+
CO.
CO.
•*
К
1
II
¦o
+
+
+
?
CO.
Tj-
ll
^—»
2
+
II
+
-г?
CO.
+
CO.
?
CO.
1
Col
Sl
II
при
w
2
hit;
s
3
03
>
6
a
X
я"
a
юй табли
ш
X
n
I
ca
ч
Я
1ИСЛЯЮТ ПО 1
я
ob"
8
X
1В0Л
s
о
An
it
s
p.
в
»
ca
f-
ca
a=°
^°
I4t
>—1
1
этой же
s
^ула
: усилия
по фор!
от заданные
к
ч
ca
g
с
3
тор]
II
мисленные
м
с*"
S
щен
*
236

С 9-
237

о" о" °
	I
о©
II II
9-.S
С 9-
S я
gg
5 о
238

239

C9-

241

в ^
t? q
3
\
<
242

s
+
о
CQ-
ГМ
+
+
is
^5
ca
CM
1
II
II
II
*;
D
+1
II
+
с
a
CO-
CM
1
\\
ё
S X
C x
243

12 ^
II II
+1 -\
244

OS
C^
II II
<% а
S?
1!
11
+
II
b
II
b
„ о
+1 Я
b x
245

I«
й о-
—' А
246

Si 53
247

248

249

В табл. П3.9 даны формулы для определения перемещений,
усилий и напряжений в эллиптической оболочке от краевых
перерезывающих сил и изгибающих моментов.
2.3. КРУГЛЫЕ ПЛАСТИНЫ ПРИ ДЕЙСТВИИ СИЛОВЫХ
И ТЕМПЕРАТУРНЫХ НАГРУЗОК
В табл. П3.10 приведены формулы для вычисления переме-
перемещений, усилий и напряжений в круглых сплошных пластинах,
шарнирно опертых по краю, от равномерно распределенной,
перерезывающей и изгибающей нагрузок для произвольного
сечения и характерных мест (край и центр).
В табл. П3.11 даны формулы для определения перемещений,
усилий и напряжений в кольцевых пластинах, шарнирно
опертых по наружному контуру, от равномерно распределенной,
перерезывающей и изгибающей нагрузок для произвольного
сечения и на краях.
В табл. П3.12 представлены формулы для нахождения
перемещений, усилий и напряжений в круглых сплошных
и кольцевых пластинах от осесимметричной растягивающей
нагрузки.
В табл. П3.13 даны формулы для вычисления перемещений,
усилий и напряжений в круглых сплошных и кольцевых
пластинах от температурных нагрузок (температура меняется
по радиусу и толщине пластины).
Формулы применимы, если пластины являются тонкими,
т. е. отношение толщины к наружному радиусу не превышает
0,2, и если прогибы малы по сравнению с толщиной пластины.
При расчете перфорированных пластин следует в формулах
для перемещений w, 9 в табл. П3.10, П3.11 вместо D исполь-
использовать 1I = 1)фи, для перемещений и в табл. ПЗ.12 в знаме-
знаменателе добавить фс, для напряжений (табл. П3.10—П3.12)
в знаменателе добавить фн.
В случае равномерной перфорации по всей поверхности
пластины (разбивка отверстий треугольная или квадратная)
коэффициент ослабления определяется по следующим зависи-
зависимостям:
а) при расчете перемещений при изгибе
б)	при расчете перемещений при растяжении (сжатии)
пластины в радиальном направлении
<pe=(f-</)/f;
в)	при расчете напряжений
фй = (Г-</)/Г.
250

ение
ряж
нал
-
илие
ее
1
S
&
1
о
|
Он
II
55,
крае
«сном
нару;
h
<<
II
55,
рае
ннем
нутре
п
"и
ИИНЭ]
5
5
о
о
S
О.
с
«
о"
jj
+
ft?
1
"ft?
^°
+

1
05
Q
II
-
QS
1
QS
l
ft?
^°
+
	1
0°
I
ft?
Q
1
яз| о
°S |Q5
В
0°
1
4-
i—Li—i
QS"
"os
QS
1
+
r
¦~л—
>
i
05
1
051
II
o?
os
^°
I
of
Cl
NO
QS
-
05
QS*
^°
-1—i
Q5
1
+
Jill
Г4О
°5
1
J
/
4
ft.
"it
-
j, 1
a
X
л
1
a
.
1
S
—it
^
II
О
||
.'oS
QS
*
5
1
1
05
+
ft?
'Щ
J
ft?
a
'
г
о?
1
ft?
•
"ft?
+
NQ5
4
QS
З50
QS
as
N
чо
+1
11
D
%
+1
II
D
N
чо
+1
'L
&
0"
11
D
чо
"о,
+1
'I
Ъ
чо "'
+1
II
D
О"
jj
-
ft?
Г4О
QS
0
-
	1
NO
05
1
cT
II
QS
1
QS*
05
'ЗГ
+
	1
cso
05
1
4
|
II
QS*
"o5:
V
1—Li—
as"
!
ft?
1
+
251

.. os
»! +1
1
05 D*
I ,--
OS | ~*
+1
I
I
of
I +
Q ^^
252

I	+l
„о	II
<*	b
NX	O"
•4	II
+
1
+
4
1
\
'—,
r	'
Э
+
+
-3- I
I ^—
H
253

254

IS N
+1
§1
s >>
Щ °
о Э
ц
и
2 g
§ ?йГ
255

<ч <<
256

257

Ill
258

259

а. | о
ад
о
II
а
_
i
II
-e-e
Р2
Во
% я
.То?
_ a,	g
S с?	"
&|	I
в	Я
я |	ч
ч S	S
о В	с
260

Но
ч
or
Ao2
/77 7 /
'/
7/7/
///(л
7 / / / /
V
ж
ж
0
'ч
7 у^.
//А.
V/
f/0l
У,
as
tk
1
1
261

$8
262

263

IS
as;!,
s о
о о
В В

!§ "

а
S
При
ние
пряже
ас
илие
>»
о
¦?
sS
82
я g
о- "
т
i схема
Расчетна5
U
>
-
>
1
со!
-1
II
в"
а?
i
—
+
и о
5*
я
S
&.S
|§
5 л
я&
Соединенр
ких оболо1
[ЩИНЫ
О R
и О
II
X
-1
•
1?
1
чС
1
1
-Ci
а,
I
i
—1
+
— м
i
>
+
со.
\
	у#\
AM
i ?
1 ¦*
тт
II
а
i
iC
(N
1
г;
II
г!'
\
1
со.
0
о.
1
1
я
X
IS
0
ю
0
ti. со. о
° += а
о — ^
* о S
с» << g
^; ai я
о
о
я:
¦ тт
+
of
&,
II
1 ной 5,
N
ц
^\
ДЛЯ
О
ч
сг?
1
+
US
О
а
IS
3
С TOJ
о.
«
IS
5
я
266

а
*
римеч
С
ние
о.
X
а
а
Краевое
, а
S 8
8 1
a. g
5
схе]
к
и
а>
о
а.
as"
+
II
2
-
-|
jn"
g b"
Цил:
-о
•t
a
к
а.
ч
X
К
ч
я
S
S
ч
о
и
i а,
о
= 2
1
а
Г-1
!
я
э
1
ire]
Tj
Ч
С
g
стиной
_~^
vo
0!
СЕ
|
•С
X
as"
са
as"
a.
1
t
и
u
L
с? 1
чГ -^^
as"
'чГ
<^ a;"
of ^
as" ЗГ X
аз.
-^ ч II"
^ ч^
-—-
Is.
1
[as
Ч
II ll
!!> ii
VO
If
i? +1
о
= CO.
+
X
к =С*
1 \ ^ / ^ 4
_1_ Л L
ti
It
«^
J \
•^ T
о
. a:
\
CO
Cfc
1	Г
Ш\
«a.
267

S м
3,
1, 2
58
S и
8S
268

Если отверстия имеют неодинаковый диаметр или располо-
расположены неравномерно, то при определении коэффициентов ослаб-
ослабления рассматривается наиболее ослабленный диаметр пласти-
пластины или ряд отверстий, расположенных вблизи диаметра. Имеем
соответственно
где й?;—диаметры отверстий, расположенных в рассматривае-
рассматриваемом ряду. При этом предполагается, что в пластине сохраняет-
сохраняется равномерное ослабление.
2.4. КОЛЬЦЕВЫЕ ДЕТАЛИ ПРИ ДЕЙСТВИИ СИЛОВЫХ
И ТЕМПЕРАТУРНЫХ НАГРУЗОК
В табл. П 3.14 приведены формулы для перемещений и
напряжений при действии на кольцо силовых нагрузок.
Внутренние усилия, действующие в поперечном сечении
кольца (применительно к расчетной схеме в табл. П 3.14),
1=1	1
X P,a,zpRp.+
где (NCRC)—сила, перпендикулярная поперечному сечению
кольца; RP, RQ, Rp, RM_—радиусы приложения усилий;
{MCRC) — изгибающий момент относительно оси х, zp, zQ —
координаты точек приложения сил piai и Qt; b{ — плечо действия
сил Р; (остальные обозначения см. в табл. П 3.14).
За положительные направления приняты поперечные силы
Qv и давление р, направленные от оси кольца, моменты от
усилий, вызывающие поворот сечения по часовой стрелке.
В табл. П 3.15 приведены формулы для перемещений и
напряжений при произвольном распределении температур
Т(х, z) в поперечном сечении кольца, когда модуль упругости
и коэффициент линейного расширения в сечении кольца
являются переменными: Е{х, z), a(x,z).
2.5. СОСТАВНЫЕ КОНСТРУКЦИИ
В табл. П 3.16 приведены примеры составных конструкций,
состоящих из двух элементов и нагруженных равномерным
269

внутренним давлением. В качестве элементов конструкции
рассматриваются тонкостенные оболочки, пластины и кольца.
Формулы для определения усилий и напряжений приведены
для стыка рассматриваемых элементов. Чтобы найти усилия и
напряжения в произвольном сечении элемента, следует исполь-
использовать соответствующие выражения для данного элемента,
суммируя алгебраически их значения от нагружения внутренним
давлением и краевыми силами Но и моментами Мо, получен-
полученными для данной составной конструкции, причем для сфери-
сферического сегмента в качестве Но следует принимать разность
(Но — Н), учитывающую наличие распорной силы. Формулы
приведены при условии, что модули упругости материалов
сопрягаемых элементов конструкции одинаковы
3. РАСЧЕТ НАПРЯЖЕНИЙ И ПЕРЕМЕЩЕНИЙ
В ОСЕСИММЕТРИЧНЫХ ТОЛСТОСТЕННЫХ ЭЛЕМЕНТАХ
КОНСТРУКЦИЙ
3.1.	Расчет напряжений и перемещений в полом цилиндре от
равномерного давления и температурных перепадов в сечениях,
удаленных от краев на расстояние /^2,5yfaijb^a), приведен
в табл. П3.17, ПЗ 18.
3.2.	Формулы для расчета перемещений и напряжений
в полом цилиндре из однородного материала даны в
табл. П 3.17.
3.3.	Формулы для расчета перемещений и напряжений в
двухслойном цилиндре представлены в табл. П 3.18 Эти фор-
формулы учитывают совместность работы слоев цилиндра в осевом
и радиальном направлениях (отсутствует проскальзывание
слоев и возможность образования зазоров между слоями)
4. РАСЧЕТ МЕСТНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ В ЭЛЕМЕНТАХ КОНСТРУКЦИЙ
В зоне резкого изменения геометрии (отверстия, галтели,
выточки и т. п.) имеет место локальное возрастание напряже-
напряжений При упругих деформациях максимальные напряжения атах
в этой области определяют как произведение номинального
напряжения стном на так называемый теоретический коэффициент
концентрации aa
Приведенные в этом разделе коэффициенты концентрации оса
получены из эксперимента или расчета. На каждом рисунке или
в таблице указаны номинальные напряжения, по отношению
к которым определены коэффициенты концентрации.
270

i
имеч;
Сч
С
Я
i
о.
X
I
I
2
С
1диус
с
1
1
~ \ а; -^5
1
jjf
а;
os°
1
12,° . et
^ (Ч
05 1
а;
3?
о" + t
'J
1
°<
-
QS
а;"
^ °^
'—' к».
± 4
i-
а; | tq j^
s +
НЛЙ
ОЛЫ
я
о
о.
с
s -»•
с
-*-
¦*-
-<-
-
"* N*l
1 °^
м-а ОС
OS ^
+
4
a;" I
1 ^
OS
I
i
I
(in
-)-
1
a^
1
1
0-°
1
"о? °^
|
0 0 t
OS
1 r^	1
+ Ц
f-i -
1
a?
!	! -i-
QS°I ^
II '—
s +
II
ними*
\^ N. N. >. \^ N. N. N. N.
\. N^ N. \. N, ^\ \^ N^ N^ N
\\\\N\\\\ \
f f f t1
f
tttMffttttt
os
I
a?
if
til
+
af
MO
? US
^ ^°
<^
||
i
ma
a;
0 0
+
1
as
-
os"
+ a;°
as
-in
i	, ЗГ
a?
-
T
a?
II
QS
\
\
H
-*-
-*-
-4-
-*-
; I
*
<
271

I 1
212

?
с
u
1
с.
I
S
1
С
I
IT
1
«
о;
1
о;
1
и
с"
о; д;
К К
о"
II
«=
1 ^1
os
OS*
1
оГ
1 у
с" ь ь"
0|
g
%
1
0?
II
273

Таблица ПЗ 18 Формулы для перемещений
Расчетная схема
Радиус
Перемещение
Внутреннее давление
274
Про-
изволь-
извольный
Слой
R2\
1+ ' -
№(R2b~Ra) Q
R2-R2
= Rb
Rb[ R2b+R2 p{R2b-R2a)
P(RI-R2a)
Х Rl-Rl
Про-
изволь-
извольный
Слой
Rl Л R
R2c-Rl R2b-R2a
R2b\ ipRl
R2-R2a Rl-R2a
2Rl
ь[ Rl-Rl qRl-R
p(Rt^)__ Q
i R2~Rl ^Rl-Rl

и напряжения в двухслойном цилиндре
Напряжение
1
pRl Q
СТг R2-R2 Rl-Rl
*;$**
R?-R2a R2-R2b
2qR2b
PRl Q
* R2-R2 R2-Rl
2
pRa I л Rb j Rt>
CTq — ~—^	^ I 1 + —^ j — Ц —2	2 ~^
Rb—Ra l R J fc— a L
pR2 Q
R2-R2a] Rl-Rl
2pR2 R2-hRl
pRl Q
a^R?-R2al Rl-Rl
p(Rl + Rl) 2R2b
°8 n2 r>2 9 n2 n2>
лЬ~ла Aj, — l\a
pR2 Q
Cz R?-Rl ! Rl-Rl
Примечание
E2(R2b-Rl)
У 1 D2 , |>2 1 j>2 . n2'
1 A(,+Ac 1 Kb+I\a
(\ \\Rl~R°
q \Ei E2)R2C-R2,
^ y 1 1
F (P2 J}2\ V tl}2 J}2\
275

Расчетная схема
Температурные нагрузки
ХЛ
у,
'/
%
¦ /
' /
N
\
у*
\
\
[fa
л 1
j
\

?l
к
\i
hx
ч\
1
4
r>
¦'«
/
/
TefR)
Радиус
Про-
изволь-
извольный
R = Rh
R — Rc
Перемещение
Слой
R
w=T(y^\_{]+il)\Ti{R)RdR+
(\ —3\i) R~ + Rb(l +ц) j т /nU
"f — Kb J
b
\ E \ R2frR24 R2 j
Rb
Rc
R?-Rb]
4
276

Продолжение табл. П3.18
Напряжение
Примечание
2а, '
Ti(R)RdR +
сг-Ъ-
JTl(R)RdR
а2+{\-2у)Ъ2
Е2(Ь2-а2)
Tl(R)RdR-Tl(R)R'
+{l-2ji)b2 a2
2 n2 lt n2 /'
с—Кь\ R j
E2{b2-a2
2
V-Rl
Е2{Ь2-а2)
1	1
E2(b2-a2)
Кс—Кь
\-»\R2-Rl
Tl(R)RdR-
277

Расчетная схема
Радиус
Перемещение
Слой
Про-
изволь-
извольный
278
2 /?
w = l^h T2{R)RdR +
Rj 2R2h
2 „2
—Ka
Ri

Продолжение табл. П3.18
Напряжение
Примечание
°» = A°2^2 JfT^ \T2{R)MR +

T2(R)RdR-T2(R)R2 -

Данный раздел содержит формулы и графики для определе-
определения коэффициентов аа при упругих деформациях от действия
силовых нагрузок, взятые из известных опубликованных работ.
Они представлены для следующих типов концентраторов:
одиночные отверстия в пластинках (рис. П 3.2 — П ЗЛО);
группа круговых отверстий в пластинках (рис. П 3.11 —
П 3.16);
подкрепленные отверстия и патрубки (рис. П 3 17 — П 3.26);
зоны сопряжения элементов конструкций (рис. П 3.27 —
П 3.33);
поверхностные и подповерхностные дефекты (рис. П 3.34 —
П 3.37);
некоторые типы сварных соединений (рис. П 3.38).
На приведенных в разделе рисунках приняты следующие
условные обозначения'
R —радиус галтели, отверстия, мм
D -диаметр отверстия, цилиндра, мм
Н —толщина пластины, оболочки, мм
S—ширина пластины, перемычки между отверстиями, мм
L — межцентровое расстояние, расстояние отверстия от края
пластины, мм
Р—растягивающее усилие, Н (кгс)
М—изгибающий момент, Нм (кгс-м)
р—внутреннее давление. Па (кгс/мм2)
А, Б, В —наиболее опасные точки
v—коэффициент Пуассона
Р — угол между направлением действия силы и линией
центров отверстий, рад
у — угол наклона галтели, рад

4,6
3,0
2,0
1,0
ч
4-
	*
—
***
J"
-^
L
—
1
-6mf/6
i
i
i
h
——,
—
i
1
:E
i
i
i
0,1
о,г 0,3
а,5 0,6
d/s
Рис IT? 2 Коэффициенты ао и а^ для точки А растя
гиваемой пластины конечной ширины с цешралъно
расположенным Kpyi овым отверстием
281

6,0
5,0
),0
3,0
2,0
1,0
*-
в
С 2П
6
«=;
а
-»^
п
¦
/0
——
***
	¦
" — —
——
I—^
у
4
_ бд' ', {1-H/L)
6 блв Ов V1-(K/L\
—
г
«2 0,3 0,4- 0,5 0,6 0,7 0,8 0,3 R/L
Рис. ПЗ.З. Коэффициенты ао для точки В и а'„ для точек Л, В и С растягиваемой
полубесконечной пластины с расположенным у края круговым отверстием
30
2,0
^_
I I I
ас,
0тах
ц
i
А
¦>г)
i
\
1,0
i i
ш
к
\
0,6
-
<
-*-
!
^\
——
=
i
-—¦
М
\
/
\—
о»
/
/
¦
/
/
у
|
0,25
1
/
/
/
——
/
/
/
/
/
/
У
i
1
/
/
/
/
.—•
	-^
=:
\
0,
\
/
/
/
/ J
/
15-
0
о,г
ол
0,8
Рис. П3.4. Коэффициенты а„ для точки Л растягиваемой пластины конечной
ширины с нецентральным круговым отверстием
282

«в.
в
5
3
г
1
aft,
<
> i i i i i i I
со
—
I
-rf-1
и*
,-ss
'/J
—
-г
«—
*-*
"та
\
/
X
ТТЛ*
41)
/
1
/
6 max
см q/ffq3- TK) и
/¦¦
1
\\
\
1
]
	¦
0 0,2 0,4 0,В 0,8 Д/s
Рис. П3.5. Коэффициенты а„ (сгном вычислено в точке A), v."a (аяом
вычислено в точке С) и ч'а для точки А изгибаемого тонкого бруса
с центральным круговым отверстием
283

—
_
ч:
а
1-
--
1
-*¦
1
—»¦
Н
N.
\
Г
/
и
i
/
л 1
1 и
1
/
/
/
0
о SB Ж
S о X
284

2,5
1,5
Ри
пл<
\
\
\
\
\
V
\
N
\
N
\
\
\
\
\
\
V.
1
,. П3.8
1СТИНЫ
ч
ч1
ч
\
\
ч
ч
s
N
ч
ч
ч
ч
/
1
'/
¦
ч
ч
¦•S.
>. ^
1
smi{h2(s-d)]
>
>
¦^,
1—
*ч
—
1	,
^-.
¦^.
7-
	,
f-
1,0
2
1—,
0,2 ОЛ 0,6 0,8 0/S
Коэффициенты а„ при поперечном из1ибе
конечной ширины с центральным круговым
отверстием
285

б
ч
4
J
?
^,
s
Sj
4^
mx/"
4
N
4
ч
\
s
¦—
N
s
/
\
*¦*»•,,
¦«=
i
=527
/
<
"~,
¦—-
i
A
45" 'W
/
i
/
/
^/'
V
1
1
f
0 30° 15°
/
/
/
¦ ¦
за
н/в
Рис. П3.9 Коэффициенты а^ для точки ^ неограниченной пластины с косым
отверстием при двухосном растяжении
f
3
2

¦—
1	.
	1
4
4
•—,
¦»~.
—,
—,
—-
—-
—1
—¦
—.
*^
'
¦
——
ь-—
1—
—.

R/Sz-=0,03
& fnu
—
¦—.
	¦
-—
1—-
¦	ч
—--
04
¦¦-
*^>
— —
—"—.
—*ш
¦*-^«
¦*—.
¦—-*.
6 -
*—
*—
*—
*—
*—
*—
——
——¦
—
— i—

;
/ )--
A
0,07 -
.0,08
¦ °ios
¦0,10
¦0,12
¦0,15
I
-0,30-
1%.
s,/sz
Рис. П3.10. Коэффициенты otj, для точки А неограниченной растягиваемой
пластины с прямоугольным отверстием со скругленными углами
286

7
\
\

-——
J3=9O° Ь5°
1
--»
/
/
Л
0°
1
АЛ.
А
ь
7
2	J	«	5	L/D
Рис. П3.11. Коэффициенты а'а для точки -4 бесконечной пластины с двумя
равными круговыми отверстиями при растяжении под углом к линии центров
отверстий
28 ~
2+ -
20
IB
<\
\
\
\v
V4-
4
N
z
/
t
\
——
••—
t
H_
\
J6
t
t
t
1
t
Ь
T
t
1
t
5	72eJ4,f?70.9 y/fj
Рис. П3.12. Коэффициенты «^ для точки А бесконечной пластины с двумя
неравными круговыми отверстиями при растяжении перпендикулярно линии
центров отверстий
287

—
л
V
>J
\
\
ч
S
К
S,
¦—.
f t И ¦ t t
1—
i
—*
R
Л
\ \
и-—^
1
-*-
'<6~emax/&
i
9 S/ft,
Рис. Ш 13. Коэффициенты ч'„ для точки А бесконечной пластины с
неравными круговыми отверстиями при двухосном растяжении
288

3,0
i i i ' i
~ ttftftfff
_
Ч"
1,С L * г L ,
I \ \
S
ч
¦ч
"Л
\ \ \ \
——
<%
ч
——•
N
,—
ах/
.—¦
Uh0f
ft
^/
s
N
/
/
Л
/
/
/
«g-1 при B/L=1
^.
' 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 D/L
Рис. П3.14. Коэффициенты а„ и а'„ для точки А неограничен-
неограниченной пластины с бесконечным рядом круговых отверстий при
растяжении перпендикулярно линии центров отверстий
289

2JS
2,0
UL
Рис
——
=^
-—.
B/S^O
т
0,2
'0,1
\
f
s
Г"
s
s
4
\
\
-^.
\
\
-^,
\
N
— —

6 '
\
¦	.
-
*—
¦«—
"*~
/ A
1
\J ^
1 '
I
——
—.
-
—.
--.
~-»
I
—*-
-*
—>.
—
0,3
I
0
' 0,2 0,4 0,S 0,8 B/L
ПЗ 15 Коэффициенты а„ дчя точки А растягиваемой пластины
конечной ширины с бесконечным рядом круговых отверстий
290

«6
3,0
г,о
1,0
0
-1,0
/
/
1
\
Ц;
/
/
¦ б
. 4
s
<
-*—
-*—
-<—
-*—
<
1—
у
^-
.—¦
— —
— —
."в
гах/
6
--^
1
А/Г
L
^ (
J (
б, v v
—^-
¦*-
—^-
<? W Z? /V ^/./i/
Рис ПЗ 16 Коэффициенты а„ для растягиваемой пласти
ны с периодически расположенными круговыми отверсти
ями различных диаметров при Z)/ZI=4
1—для точки А, 2—для точки Б 3—для точки At, 4—для точки
291

А
7,0
an
5,0
3,0
1,0
\
\
Ч
/
1
¦Ч
°т
—/
s
Ч,
ах/
6-
S/S=1,0,D,/D=0,7
Ч
—.
—
/
-к
11
/
77
/-
¦*^.
—^.
Г
¦*-
«о
S/D-2,0,Df/ti-
S/B=2,0,Sf/D-
S/H=2,0,Df/ff=
L
T
^ 7
%5
%3
	.
*
d 1
If
—»-
—*•
yS/l>=1,S, Л'/ /11=0,7
/	2	J	4-	H,/H
Рис ПЗ 17 Коэффициенты a0 для точки Л растягиваемой пластины с подкреп-
подкрепленным круювым отверстием при D Н—5
*0
7,0
ЬО
5,0
MO
3,0
20
1П
t
й
¦ t
1
»-*
*——i
f
•I.
\
^^
~^-
>
max/o
/
/
/
/
H/H,=1
1,5
|
2,0
3,0
%0
•5J0
0,1 0,2 0J 0,4
0,6 0,7 0,6 0.Э B,/S
Рис ПЗ I8 Коэффициенты а„ для точки 4 растягиваемой шастины с подкреп
ленным отверстием при D1 Z) = 0,7 и D Н-5
292

Т77~Т
I I ЦЛЛ
Рис ГТЗ i9 Коэффициенты ая для точки А растягиваемой пластины
с подкрепленным круговым отверстием и галтельным переходом от
подкрепления к пластине при S/D=4 и DJH—5
293

а?"
^
«а
to
ш
ш
ш
f
Г
1гК
Г
o's
4
f
1
r
1
/
ш
j
/
i!
294

Рис. П3.22. Коэффициенты а^ для растягиваемой пласти-
пластины с двумя соседними односторонне подкрепленными
отверстиями (Н^ = Я, Я2 = 2 Я):
/—для точки А; 2—для точки Б
295

0,15 0,25 0,35 0,45 0,55 0,65 B,/JJ
Рис. П3.23. Нагружение внутренним давлением цилиндрического сосуда с пропу-
пропущенным патрубком (а„ для точки А)
К
16
о,ч-
л?
К
1,0
0,8
0,6
пи
\
\
\
0,1
0,2 0,3 0,4 OJ H/D 0,010,02 0,04 0,06 0,08 H/ff
Рис. П3.24 Поправочный коэффициент К для определения а^ = ЛГа„ в подкреп-
подкрепленных отверстиях сосудов с Я'/)Х),01 для ао, найденного по рис П3.23:
а—для HID от 0,1 до 0,5, б—для HJD от 0,01 до 0,1
296

/77
0,5
\
\
01,0 3,05^0 JO 9,0 R/т
5)
Рис. ПЗ 25 Определение коэффициентов концентрации напряжений в точках
А и В тройникового соединения, нагруженного внутренним давлением:
а —схема тройникового соединения, б—график поправочного коэффициента m
Формулы для определения коэффициентов
концентрации в точках А и В
ал =[@.55у, +4.51 J + 0,06у3~3,08J-D,23>'2 +
п
+ 0,2>3 —2,62)-'—@,42 —0,07>"з)+3,7]—, где
К
1 0,001 ,—
х,' 2 х2
К = 0,65 +0,35- при 1,О«-«3,5; ?=1,525 +
г г
R R
+ 0,1 при 3.5«-«12,0; п- 1,0 при
г г
0.05«А2«0,4; n=l,0 + @,65-13v2)m при
0,02«х2«0,05, где т см. на рис. П3.25, б.
-0,72J + B,81г2-0,31г3-1,59J + 0,66]-^-,
I R \ ( R \
где ?,= 0,18-+0,82 In 6	3,28 ,
v v / V^ /
а2=а?в?2, где Х2 = @,076а-_, +0,652) +
6,05-х2
15а2 Xl
Пределы примени-
применимости формул
Х' ~ h " ' '
0,02 «- = х2« 0,4;
0..«^--х3^3,0,
Номинальное
напряжение стном
Для равнопрочных тройников допускается применение формулы
R
297

Рис. П3.26. Нагружение патрубка моментами и растягива-
растягивающей силой (формулы для определения а„ для каждого вида
нагрузки приведены ниже)
Вид
на-
нагрузки
Формула для определения а„
Номинальное
напряжение стн0
Точка
макси-
максимальных
напря-
напряжений
Предел
применимости
формулы
м„
0,9+1^A-^+^
М,
Mz
0,9+-
10.4D,/ 0,ЗЯ\ 0,7 Я,
	| ]	j ^	„_
тсЛс2рЯ,
10,6D,/ 0,4 Н\ 4,0 Нг
"~D~\ D7)+~lh~
298

Рис. П3.27. Коэффициенты ао для растягиваемого плоского ступенчатого
стержня с галтельными переходами
*4
В
ff
ч
3
Z
1
'—
¦——.
^1 —
— ¦-
^.
*— —
*-—
¦—-«.
*— —.
— —
«А,
¦—
—.
-—.
—
ом
—.
—
—«
*—'—.
f
¦ 4
L ~*
^00/
"— —¦
t—?2L
——
——
0,OS
' Tz '
——,
— —
— —
¦—^,
—^.
v?	i	1
-J—I—)
¦ A
-z~
"-
^—-
^^
у
*^
^-*
.——
Ь -
*^
¦>—
^
г
>
**¦
*•*
.
'If
r
—I
/
у
У
/
/
У
у
У
г*
О	0,2	0,4	0,6	0,8	S,/S
Рис. П3.28. Коэффициенты а„ для изгибаемого плоского ступенчатого бруса
с галтельными переходами
299

-1
Рис ПЗ 29 Ступенчатый плоский брус с наклонными галтелями нагруженный
осевой силой и изгибающим моментом Формулы для определения коэффициен-
коэффициентов концентрации для точки А приведены ниже
Силовой
фактор
Р
М
I	'
Номиналь-
Номинальное напря-
напряжение стяом
Р
6М
Формула дая определения а„
L W J
Формула для определения л
к Г ' S2}06*
[2,8E'1/5)-2 R]
Г ! 521°8Э
К [5,37(^/5)-4 8 ^J
О
2,0
1,8
1,6
1,4
1,2
10
I
Л
\|
\
\
\
4
>
Hi
f	"
7
А
I
I
и
I
I
—
0,2 0,4 0,6
0,8
1.0
R/H
Рис ПЗ 30 Коэффициент ао для точки А изгибаемого углового элемента
(рекомендуется применять при HJH— 1)
300

где Z=XZ/(X1)~°>S, K=
К= 0,0014- х;3@,9~Х°>*)(Х°'1~
кроме
*)
Рис ПЗ Ч! Коэффициенты концентрации напряжений для
точки А Ка(а) и А'^E) цитиндрического сосуда с плоским
днищем
X2 = D/t20H)	0 2<X,^l
X3 = h/B	КХ3«4

2,2
2J0
1,8
1,6
Рис.
i
IL
<*6'6mxfam
/
Л
/
П3.32
/
——
-*-
--'
5—-
=¦¦
a—¦
——-
<00*
0~"
^—
в=
-—
—--
!
л/г
.--
—-
——
——
12 3 4,
Коэффициенты а„ для
--—
-—-
.«¦—
-•
II III
1
/» /
1
~-0,75
L
шишу//////;
Р
\
f 7 8 fa-it,)/*
точки /1 растягиваемой трубы со
ступенчатым изменением толщины стенки и галтелями
302

о-в
Ц
2,2
2,0
W
',2
\
х
\
\
\
Vi
Is
i
\
кг
1 \
^-—
-h
к
— с,
1
с?
1
1И
х 4
1»/
\
>ч -
J-
г'1\
''° 0 0,1 0,2 0,3 0,4 US 0,6 K,/Hf
Рис ПЗ 33 Коэффициент ая для нагружения внутренним
давлением сосуда со ступенчатым изменением толщины
стенки и галтелями
303

1
<\
¦*-
— III—
.—
Н —Д11
—¦
——
\
—э
1	'
—
— ¦
\
ж-
к
и
к? JS >>
О Г"
404

3,5
3,0
2,0
1
-*-
¦6
-*-
Щ
%
1
A
/
4
/
/
—*-
—*-
—*¦
/
/
I
/
1
','6
max
A-
0,4
OJS
0,8
1,0
R/L
Рис ПЗ 36 Коэффициент концентрации аа для точки
А при двухосном растяжении полубесконечного тела
со сферической полостью вблизи поверхности (v=0,25)
305

Рис ПЗ 37 Некоторые типы поверхностных дефектов в растягиваемых
элементах
а—полубесконечное тело с полусферическим упублением, 6— пластина с гиперболическим
углублением (значения коэффициентов концентрации ао для точек А и Б приведены ниже)
Случай нагружения
Рис П3 37, а
Рис ПЗ 37,
Номинальное
напряжение
Значение а.
2,23 (v = 0,25)
3,8
306

L
R
И
A
г
—
W
R
\/
Н
А
а?
\
Рис. ПЗ 38 Сварные соединения и схема приложения рабочей нагрузки
а—стыковое соединение, 6—крестовое соединение со швом, образованным по гипотенузе
разностороннего треугольника, в—крестовое соединение со швом в форме равнобедрен-
равнобедренного треугольника, г—крестовое соединение со швом вогнутой формы (формулы для а„
приведены ниже)
Вид сварного соединения
Рис ПЗ 38, а
Рис П3 38, б
Рис П3 38, в
Рис П3 38, г
Номинальное
напряжение
аяом
а
Формула для определения а„ для точки А
ао=1 + 1,1Я,	з— /~
/IZ/Ij —-/ -^
/2Я-Я,
\lH-H,
а =1+0,4 /	L
307

5. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ ДЕФОРМАЦИЙ
НАПРЯЖЕНИЙ И ПЕРЕМЕЩЕНИЙ
S.1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
5.1.1. Условные обозначения, принятые в настоящем разделе:
а—масштаб геометрическою подобия
/--линейный размер, мм
р — масштаб силового подобия
Р — усилие внешней нагрузки, Н (кгс)
Е —модуль упругости материала, Па (кгс/мм2)
8	— масип аб подобия перемещений
и —линейное перемещение
ц —масштаб подобия моментов
М—момент внешней нагрузки, Н-м (кгс-мм)
а—напряжение, Па (кгс/мм2)
amL — местные мембранные напряжения, Па (кгс/мм2)
ahL — местные изгибные напряжения, Па (кгс/мм2)
стт — общие мембранные напряжения. Па (кгс/мм2)
ст„--общие изгибные напряжения. Па (кгс/мм2)
aaF - амплитуда местного напряжения с учетом концентрации,
Па (кгс/мм2)
CTuov — номинальные напряжения, Па (kic'mm2)
р—давление на единицу поверхности, Па (кгс'мм2)
Q — внутреннее усилие в сечении, Н (кгс)
т — внутренний момент в сечении, Н-м (кгс-мм)
g — относительная деформация, отн. ед.
ех, s2 -главные относительные деформации, отн. ед.
у —относительный сдвиг или угловая деформация, отн ед
G—модуль сдвига, Па (и с/мм2)
90—среднеарифметическое наблюдений при отсутствии
нагрузки (нулевое значение)
9— значение наблюдения
9	— среднеарифметическое наблюдений
п — количество повторных наблюдений
п1—количество анормальных наблюдений
S* — генеральное среднее квадрагическое отклонение
Б„ — среднеквадрагическое отклонение погрешностей прибора
ф — предельное значение отклонения для данного объема
выборки по п наблюдениям и принятого уровня значи-
значимости 0,05. Определяется по ГОСТ 8 207-76
D—диаметр наружной поверхносш, мм
Н—толщина стенки, мм
Cj—допуск на толщину стенки, мм
Фо — угол между осями деформации е, и е0, рад
Rn — тензочувствительность прибора
RT — тензочувствительность тензорезистора
N—количество повторных на1ружений
N1—количество анормальных значений деформаций
ао — коэффициент концентрации напряжений.
308

Индексы:
i—порядковый номер повторного наблюдения
/ -порядковый номер ступени нагружения
к—номер точки измерения
к— номер тензорезистора
р —действительное значение
н—натура, наружный
м—модель
Ь~ изгибный; в — внутренний
5.1.2.	Настоящий раздел содержит рекомендации по экспе-
экспериментальному определению напряжений, деформаций и пере-
перемещений.
5.1.3.	Деформации, напряжения и перемещения экспери-
экспериментально определяют на натурных деталях и элементах
конструкций или на их моделях. Экспериментальные исследова-
исследования на моделях могут быть проведены на всех стадиях
проектирования объектов. Экспериментальные исследова-
исследования на натурных объектах могут быть проведены на стадиях
изготовления, при заводских и пусковых испытаниях, эксплуа-
эксплуатации
5.1.4.	Напряжения, деформации и перемещения эксперимен-
экспериментально определяют с применением тензометрирования и поля-
ризационно-опгического метода. Допускается также использова-
использование других экспериментальных методов (хрупких покрытий,
делительных сеток, муаровых полос). При выборе метода
должно быть показано соответствие его возможностей задачам
и условиям измерений.
5.2. ЦЕЛИ, ОБЪЕКТЫ И УСЛОВИЯ ПРОВЕДЕНИЯ
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ
5.2.1.	Экспериментальные исследования напряжений, дефор-
деформаций и перемещений деталей и элементов конструкций
необходимо проводить в тех случаях, когда расчетным путем
невозможно с необходимой точностью определить характерис-
характеристики напряженно-деформированного состояния конструкции.
В этом случае оценка прочности объекта должна быть основана
на информации, полученной из эксперимента.
5.2.2.	Экспериментальные исследования должны дать инфор-
информацию о напряженно-деформированном состоянии конструкции,
необходимую для проверки конструкции на прочность в
соответствии с нормами прочности.
5.2.3.	Объектом экспериментального исследования может
быть натурная деталь, конструкция или соответствующая
309

модель, выполненная из натурного или другого материала,
в том числе полимерного.
5.2 4 Выбор объекта исследования определяется условиями
работы натурной детали или конструкции. Необходимо разли-
различать следующие основные случаи работы натурных конструкций
при возможных сочетаниях действующих силовых и темпера-
температурных нагрузок:
а)	наибольшие деформации не превышают предел текучести;
б)	деформация превышает предел текучести.
5.2.5.	Для случая а) экспериментальное исследование напря-
напряжений деформаций и перемещений может быть проведено на
натурной конструкции или ее модели, выполненной из любых
материалов, но удовлетворяющей условиям подобия в упругой
области («упругая» модель).
5.2.6.	В случае б) исследование необходимо проводить на
натурной конструкции или модели, выполненной из тех же
материалов, что и натурная конструкция («натурная» модель),
при нагрузках, соответствующих рабочим, т. е. создающих те
же по распределению и значениям относительные деформации.
Допускается использование моделей, выполненных из других
материалов, но обеспечивающих условия подобия в упруго-
пластической области («упругопластическая» модель).
5.2.7.	Виды нагрузок, их предельные численные значения
и возможные сочетания для натурной конструкции задаются
проектантом на основании рабочих параметров, режимов
эксплуатации и условий контрольного испытания проектируемо-
проектируемого оборудования и указываются в задании на проведение
экспериментального исследования.
5.2.8.	При исследовании отдельных деталей и частей натур-
натурных конструкций или соответствующих моделей необходимо
воспроизводить граничные условия, которые могут быть опре-
определены на основании расчета или экспериментального исследо-
исследования всей конструкции. Допускается проведение испытаний при
нагрузках, превышающих определенные при расчете или из
эксперимента.
Граничные условия могут быть воспроизведены созданием
на границе соответствующих усилий или перемещений, а также
использованием дополнительных элементов, примыкающих
к исследуемой детали и воздействующих на нее заданным
образом.
5.2.9.	Измерения деформаций и перемещений необходимо
проводить в строго установленных, контролируемых и регист-
регистрируемых условиях при действии силовых и температурных
нагрузок в соответствии с заданными режимами.
310

5.3. УПРУГИЕ МОДЕЛИ И УСЛОВИЯ ИХ НАГРУЖЕНИЯ
5.3.1.	Модели и прилагаемые к ним нагрузки должны
удовлетворять соответствующим условиям моделирования,
обеспечивающим возможность перехода от деформаций, напря-
напряжений и перемещений в модели к деформациям, напряжениям
и перемещениям в натуре.
5.3.2.	Модель должна быть выполнена с полным соблюде-
соблюдением геометрического и силового подобия натуре. Места
приложения нагрузок в модели должны соответствовать местам
их приложения в натуре, а значения всех прилагаемых нагрузок
в модели и в натуре — пропорциональны с одним и тем же для
всех нагрузок коэффициентом пропорциональности. Допус-
Допускаемые отклонения геометрических размеров и внешних сило-
силовых факторов в модели и в натуре должны быть согласованы
в соответствии с требованиями геометрического и силового
подобия. Допускается отступление от полного подобия, не
приводящее к изменению напряженно-деформированного сос-
состояния в исследуемых зонах. При этом любые отступления от
полного геометрического и силового подобия, в том числе
замена объемной модели плоской, должны быть обоснованы
в каждом конкретном случае. Для обоснования могут привле-
привлекаться как теоретическче, так и экспериментальные данные.
5.3.3.	Применяемые материалы и технология изготовления
модели должны обеспечить выполнение всех размеров и особен-
особенностей формы, влияющих на напряженное состояние исследу-
исследуемой конструкции.
5.3.4.	Если натурная конструкция выполняется из мате-
материалов с различными модулями упругости, то ее упругая
модель должна быть выполнена из материалов, имеющих те же
соотношения модулей упругости.
5.3.5.	При исследованиях термоупругих напряжений с приме-
применением нагрева или охлаждения необходимо модели выполнять
из материалов с теми же соотношениями произведений темпе-
температурного коэффициента линейного расширения и модуля
упругости, какие имеют материалы соответствующих частей
натурной конструкции.
5.3.6.	Значения наибольших нагрузок на упругие модели,
выполненные из материала, отличного от материала натуры,
выбирают такими, чтобы деформации в модели не превос-
превосходили предел пропорциональности, а также были обеспечены
условия прочности модели.
В случае модели из низкомодульных материалов, например
из пластмасс, наибольшие нагрузки должны быть ограничены
такими значениями, чтобы при их приложении не возникало
искажения геометрической формы модели, влияющего на
возникающие напряжения и перемещения.
311

5.3.7.	В «упругих» моделях при линейной зависимости
между нагрузками и перемещениями напряжения и перемещения
от одновременного действия всех нагрузок можно получить на
основании принципа наложения, т. е. соответствующим сложе-
сложением в каждой рассматриваемой точке результатов, полученных
от отдельных нагрузок. Принцип наложения не сохраняется при
нелинейной зависимости между нагрузками и перемещениями,
например при полном выборе зазоров в процессе нагружения,
наличии обширных контактных зон, влияющих на напряжения
в исследуемых местах. В этом случае исследование должно
выполняться при одновременном действии всех нагрузок.
5.3.8.	При наличии в «упругой» модели составных контакти-
контактирующих деталей, где могут действовать силы трения и изме-
изменяться зазоры и контактные условия, необходимо в модели
реализовать соответствующие зависимости. При этом соеди-
соединение деталей с натягом, обеспечивающим отсутствие взаим-
взаимного смещения положения контактирующих поверхностей, мо-
может рассматриваться как монолитное. В зонах контакта
достаточно воспроизвести правильно лишь равнодействующие
усилия, если напряжения определяют в местах, удаленных от
этих зон.
5.3.9.	Результаты измерений деформаций и перемещений,
полученные для линейных задач (линейная зависимость напря-
напряжений и перемещений от нагрузки при различных случаях
нагружения), должны быть пересчитаны по критериям подобия
на натурную конструкцию для значений расчетных нагрузок.
В случае нелинейных задач полученные результаты следует
относить к нагрузкам натурной конструкции, соответствующим
тем, при которых проведены измерения.
5.4. УСЛОВИЯ УПРУГОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ И ПЕРЕСЧЕТ
РЕЗУЛЬТАТОВ ИССЛЕДОВАНИЯ НА НАТУРНУЮ КОНСТРУКЦИЮ
5.4.1. Модель должна быть выполнена геометрически подоб-
подобной натуре с соблюдением масштаба геометрического подобия
5.4.2. Значения прилагаемых к модели нагрузок определяют
по значениям нагрузок в натуре с соблюдением масштаба
силового подобия
5.4.3. В общем случае моделирования необходимо, чтобы
деформации в натуре и модели были одинаковы. Это должно
выполняться, если выбираемые при нагружении зазоры приво-
приводят к изменению распределений напряжений в рассматриваемых
312

зонах или если моделируются большие перемещения. При этом
масштабы геометрического и силового подобия связаны зависи-
зависимостью
а масштаб линейных размеров равен масштабу перемещений
5 = мн / им.
5.4.4.	В тех случаях, когда перемещения в модели оказыва-
оказываются достаточно малыми и не приводят к нарушению
геометрического подобия модели и натуры или нелинейной
зависимости напряжений от нагрузки, масштабы геометрическо-
геометрического а и силового C подобия могут быгь назначены независимо.
5.4.5.	При выполнении условий п. 5.4.4, если в модели
имеются зазоры и технологические допуски, выбираемые
в процессе нагружения, то они должны быть выполнены не
в масштабе геометрического подобия, а в масштабе перемеще-
перемещений
«?„'
который может быть отличным от масштаба геометрического
подобия а.
5.4.6.	Моменты нагрузок, прикладываемых к модели, под-
подсчитывают в соответствии с масштабом
г, = Мн/Мм,
который не является независимым и должен быть определен по
формуле
5.4.7.	Пересчет перемещений, напряжений и внутренних
силовых факторов с модели на натуру осуществляют по
формулам, приведенным в табл. П 3.19, которые соответствуют
случаю независимости масштабов а и C и неравенства
масштабов а и 5, формулы справедливы и в случае п. 5.4.3.
5.5. ТЕНЗОМЕТРИРОВАНИЕ
5.5.1. Тензометрирование является одним из основных экспе-
экспериментальных методов исследования напряженного и деформи-
деформированного состояния конструкций при изучении поведения
натурных -объектов в период иусконаладочных и эксплуатацион-
эксплуатационных работ, а также исследования в лабораторных условиях
напряженного состояния конструкций на моделях на стадии
проектирования.
3toi метод используется в широком диапазоне деформаций,
температур и потоков ионизирующего излучения при действии
313

я
s
велич
i
3
ХИ]
1
с
3 м
я я1
U
с
эемещение г*
g
0
не]
s
Ч
О)
к
о
<и
я
%
а
?
I
о
2
1
1
я
аз
0
К
1
сх
с
а
5
в
II
г
О)
X
s
II
S*
к
s
С1
т
м
ь
II
ь"
с».
S
ч
tq |bf
р-
1
s
О)
Р" i й
и
сЗ
р"
II
s*
г
Ь
р-
i
сГ
>s
S
2
*§^
Изг
омент
§
1*5
s
оа ь
II
я*
Ot
CO.
II
d>
s2
CQ-
tf
II
s=
CO.
1
я
о
« <u
G s
aj
о
ж
s
о
II
О*
ttf i tif
M^ 1 '•ч
ь
II
-
II
to 8
i
D
?>
с
a
о s
Я
J§ s
5,
314

на объекты статических, квазистатических и динамических
нагрузок.
5.5.2.	Типы тензорезисторов должны выбираться с учетом
целей и условий эксперимента.
Для исследований следует применять тензорезисторы, вы-
выпускаемые серийно на отечественных (или зарубежных)
предприятиях, прошедшие поверочный контроль и имею-
имеющие паспорт, содержащий их метрологические характерис-
характеристики. При применении нестандартных тензорезисторов сле-
следует приводить в отчетах метрологические характеристи-
характеристики тензорезисторов и методики, по которым они опреде-
определены.
5.5.3.	При тензометрировании в условиях повышенных тем-
температур применяются самокомпенсированные тензорезисторы,
методы схемной компенсации или методы внесения поправок
по метрологическим характеристикам применяемых тензорезис-
тензорезисторов.
5.5.4.	Средства защиты тензорезисторов от агрессивных
средств и механических повреждений не должны влиять на
метрологические характеристики тензорезисторов и искажать
напряженное состояние исследуемого элемента.
5.5.5.	Все приборы, применяемые для измерения деформаций
и температур, перед каждым испытанием или серией испытаний
должны пройти метрологическую поверку по стандартным
контрольно-измерительным приборам. Приборы должны про-
проходить поверку не реже чем 2 раза в год
5.5.6.	При проведении комплексных испытаний целесообраз-
целесообразно автоматизировать процесс измерений и регистрации дан-
данных, применять ЭВМ для обработки результатов экспери-
экспериментов.
5 5.7. Регистрация наблюдений при испытании объекта ис-
исследования на каждой ступени нагружения (режиме) повто-
повторяется не менее 3 раз. (Практически кратность повторных
наблюдений составляет 3—15.)
5.5.8.	Результаты наблюдений для математической обработ-
обработки представляются в виде последовательности цифр в функции
времени (регистрация на цифропечатающих или перфорирую-
перфорирующих устройствах) или в виде таблиц (составленных эксперимен-
экспериментатором).
5.5.9.	Для определения действительного значения показаний
каждого тензорезистора на каждой ступени нагружения §(р про-
проводят упорядочение выборки наблюдений, а именно:
подсчитывают среднее значение
§i=- У К;
315

проверяют значимость каждого из п наблюдений по ус-
условию
а в случае невыполнения неравенства признают данное наблю-
наблюдение анормальным и исключают его из рассматриваемой
выборки;
подсчитывают §[р как среднеарифметическое значимых на-
наблюдений выборки
5.5.10.	При однократном наблюдении единственный отсчет
(наблюдение) по прибору принимается за действительный
результат измерения Погрешность результата оценивается по
результатам градуировки гензометрических преобразователей
и приборов (тензометрической системы измерения в целом) или
по погрешностям, указанным в паспортных данных.
5.5.11.	Деформации определяются по /действительным на-
наблюдениям
При возможности повторного воспроизведения условий
нагружения объекта исследования значений относительных
деформаций определяются для каждого повторного нагружения,
после чего проводится упорядочение выборки относительных
деформаций по N повторным нагружениям
и проверяется их значимость
Действительное значение деформаций определяется по формуле
КР N-N, ^ <к"
5.5.12. При известных зависимостях деформаций от нагрузок дей-
действительное значение деформаций следует определять методом
наименьших квадратов с использованием приема выравнивания.
316

5.5.13.	Главные деформации еь е2 и их направления опреде-
определяются в соответствии с табл. П3.20 по действительным
щачениям деформаций.
5.5.14.	Главные напряжения ах и о2 определяются по
лавным деформациям st и в2, в точках измерения детали
модели) по формулам:
для плоского напряженного состояния
Е ,	ч	Е
для одноосного напряженного состояния
a-L—Ez-L.
Максимальные касательные напряжения определяют по фор-
формуле
5.5.15.	Пересчет напряжений с модели на натуру осуществля-
осуществляется по формулам, приведенным в разд. 5.4.
5.5.16.	Прочность конструкции по напряжениям, получен-
полученным экспериментально, оценивают в соответствии с разд. 4
настоящих норм.
5.5.17.	Результаты тензометрирования представляются
по категориям и группам категорий напряжений, регламен-
регламентируемых оценкой прочности исследуемых конструкций
(табл. П3.21).
5.6. ПОЛЯРИЗАЦИОННО-ОПТИЧЕСКИЙ МЕТОД
5.6.1.	Поляризационно-оптический метод применяется для
определения полей деформаций и напряжений в деталях
и конструкциях при действии статических силовых нагрузок
и температурных полей. Он используется преимущественно в
условиях лабораторных и стендовых испытаний для исследова-
исследования зон с высокими градиентами напряжений.
5.6.2.	Исследования поляризационно-оптическим методом
выполняют на моделях из прозрачных оптически чувствитель-
чувствительных материалов или с применением наносимых на исследуемую
поверхность покрытий из оптически чувствительных материа-
материалов.
5.6.3.	В качестве оптически чувствительных материалов для
моделей и покрытий обычно используют сетчатые полимеры,
например отвержденные эпоксидные смолы.
Оптически чувствительный материал должен иметь доста-
достаточные прозрачность и оптическую чувствительность к де-
деформациям, оптическую изотропию в недеформированном
состоянии и стабильность оптико-механических свойств во
319

X
X
а
1
s
гные
8
о
з.
Q
¦>
о"
_V/
а.
s
1Ь
пенс
тия*
ll
II
§1
s
3 я
120

времени. Механические свойства материала для модели должны
обеспечивать выполнение критериев подобия модели и натурно-
натурного образца, а материала для покрытий — возможность совмест-
совместного деформирования покрытия и поверхности исследуемой
детали при сохранении линейной зависимости оптического
эффекта от деформаций во всем диапазоне деформаций
поверхности исследуемой детали.
5.6.4.	Упругие напряжения в объемной конструкции от
действия статических силовых нагрузок определяют с приме-
применением объемной модели, исследуемой по методу «замора-
«замораживания» деформаций. При этом напряжения могут быть
определены как на поверхности, гак и внутри объема исследуе-
исследуемой конструкции.
5.6.5.	Упругие напряжения на наружной поверхности конст-
конструкции при действии нескольких прикладываемых поочередно
силовых статических нагрузок определяют на «упругой» модели
(см. п. 5.2.5 настоящего приложения) с применением покрытий
из оптически чувствительного материала. Возможно также
исследование на моделях но методу «замораживания» деформа-
деформаций. При этом требуемое число моделей равно числу отдельно
рассмафиваемых нагрузок.
5.6.6.	Упругопластические напряжения и деформации на
наружной поверхности конструкции при действии силовой
статической нагрузки определяют на натурной конструкции или
ее «натурной» модели (см. п. 5.2 6 настоящего приложения)
с применением покрытий из оптически чувствительного мате-
материала.
5.6.7.	Упругие напряжения в конструкции, выполненной
из материалов с различными коэффициентами линейного
расширения, от действия однородного температурного по-
поля определяют на объемной «замораживаемой» модели, со-
составленной из элементов с предварительно «замороженными»
деформациями, соответствующими свободным температурным
расширениям, взятым с обратным знаком.
5.6.8.	Термоупругие напряжения от действия статических
и квазистатических (медленно меняющихся во времени) тем-
температурных нолей определяют с применением объемной «замо-
«замораживаемой» модели, составленной из элементов с пред-
предварительно «замороженными» деформациями, соответствующи-
соответствующими свободным температурным расширениям, взятым с обрат-
обратным знаком.

ПРИЛОЖЕНИЕ 4
(рекомендуемое)
РАСЧЕТ ЭЛЕМЕНТОВ КОНСТРУКЦИЙ НА ПРОГРЕССИРУЮЩЕЕ
ФОРМОИЗМЕНЕНИЕ
1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
1.1.	Настоящее приложение к Нормам содержит основные
положения и метод расчета на прогрессирующее формоизме-
формоизменение.
1.2.	Данный материал рекомендуется использовать при
проведении поверочного расчета на прогрессирующее формо-
формоизменение по разд. 5.10 Норм.
1.3.	Наряду с приведенными методом и формулами допуска-'
ют использование для расчета других методов и формул, в
частности, позволяющих получить результаты с большей'
точностью.
1.4.	При расчете на прогрессирующее формоизменение опре-'
деляют изменение форм и размеров конструкции, возникающих
в результате как процесса накопления необратимых пластиче-
пластических деформаций, непрерывно нарастающих с увеличением
числа циклов, так и радиационного распухания.
1.5.	Условия возникновения прогрессирующего формоизме-
формоизменения элементов конструкций определяют по теории при-
приспособляемости упругопласт ических тел при повторных на-
гружениях и экспериментальным данным.
1.6.	Расчет на прогрессирующее формоизменение проводят'
для случаев, указанных в разд. 5.10 Норм. Правила расчета не
распространяются на резьбовые соединения, шпонки, штифты
и т. п.
1.7.	Расчет проводят для нормальных условий и при
нарушении нормальных условий эксплуатации с учетом всех-
расчетных нагрузок, указанных в п. 5.1.3 Норм.
1.8.	На условия возникновения и развития прогрессирующе-
прогрессирующего формоизменения влияют механические нагрузки и температу-'
ра, а также характер их изменения (по объему конструкции и во1
времени), геометрические особенности детали (размеры, способ'
закрепления и т. п.), температурно-временная зависимость меха-
механических характеристик материала и радиационное распухание.
1.9.	Необходимым условием возникновения прогрессирую-
прогрессирующего формоизменения является неодновременность достижения
максимальных напряжений в различных точках детали. Пре^
дельными в этом смысле внешними воздействиями являются
322

циклически повторяющиеся подвижные механические нагрузки
и «подвижные» (квазистационарные относительно движущейся
системы координат) поля температур.
Поля температур такого типа, в частности, могут возник-
возникнуть в стенках сосудов при циклических изменениях уровня
теплоносителя, при быстром изменении температуры теплоно-
теплоносителя, при быстром изменении тепловыделения в трубах,
внутри которых расположены конструкции, обладающие до-
достаточно большой теплоемкостью.
2. ОПРЕДЕЛЕНИЯ. РАСЧЕТНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ
2.1.	Цикл изменения напряжений во всех режимах при
нормальных условиях и при нарушении нормальных условий
I эксплуатации называется здесь рабочим циклом, а механиче-
механические, тепловые и иные нагрузки—его параметрами.
2.2.	Цикл изменений напряжений, который соответствует
началу прогрессирующего формоизменения, т. е. является гра-
границей между прогрессирующими формоизменением и приспо-
приспособляемостью, называют предельным.
Под прогрессирующим формоизменением понимается процесс
накопления односторонних пластических необратимых дефор-
деформаций (перемещений), неодновременных по объему элемента
конструкции, малых в каждом цикле изменения напряжений
и температур.
Под приспособляемостью конструкции понимается прекраще-
прекращение циклической пластической деформации после некоторого
числа первых циклов, главным образом вследствие образования
благоприятного поля остаточных напряжений.
2.3.	При проведении первого этапа расчета (разд. 5 Норм)
используют условные напряжения в рабочем цикле а[е) от
механических нагрузок и неравномерного нагрева конструкции
(вычисленные в предположении идеальной упругости материа-
материала). Соответствующие им приведенные напряжения вычисляют
по теории наибольших касательных напряжений.
2.4.	Условные упругие напряжения в предельном цикле
принимают пропорциональными условным упругим напряже-
напряжениям рабочего цикла, т. е. отношение указанных напряжений п
является одинаковым для всех точек конструкции при всех
режимах, составляющих цикл.
2.5.	Условные упругие напряжения в рабочем цикле вычис-
вычисляют раздельно для стационарных режимов и ряда моментов
времени переходных режимов. Режимы и моменты времени
внутри отдельных режимов, для которых подсчитывают напря-
напряжения а[е\ должны быть выбраны так, чтобы в итоге в каждой
323

точке конструкции можно было найти минимальную (за время
цикла) разность предельных as (которые выбирают различными
в зависимости от эксплуатационных режимов рабочего цикла
в соответствии с разд. 3 данного приложения) и приведенных
условных упругих напряжений.
2.6.	Условные упругие напряжения в рабочем цикле а/е>
для корпусов и внутрикорпусных деталей реакторов, па-
парогенераторов и сосудов получают суммированием общих
или местных мембранных напряжений, общих и местных
изгибных напряжений и общих температурных напряжений
(включая напряжения от изменения температуры по толщине
стенки).
2.7.	Условные упругие напряжения в рабочем цикле о{е) для
трубопроводов получают суммированием общих или мест-
местных мембранных напряжений, общих и местных изгиб-
изгибных напряжений, общих температурных напряжений (вклю-
(включая напряжения от градиентов температуры по толщине сте-
стенки) и напряжений компенсации (мембранных, кручения и из-
изгибных).
3. ПРЕДЕЛЬНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ
3.1. Для переходных режимов работы предельное напря-
напряжение as принимают равным пределу текучести материала
Rjo,2, деленному на коэффициент:
где ио,2=1,5.
Значение Rjo,z принимается в соответствии с пп. 3.7 и 3.8
Норм при действующей в рассматриваемый момент пере-
переходного режима температуре точки конструкции.
3.2. Для стационарных режимов работы предельное напря-
напряжение принимают равным
где ио,2 = 1,5; итг=1,5.
Значения /?Jo,2 и RL принимаются в соответствии с пп. 3.7,
3.8 Норм при расчетной температуре металла в стационарном
режиме с учетом возможного снижения их значений при
нейтронном облучении.
324

4. ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
os—предельное напряжение, МПа (кгс/мм2)
aSe)—составляющие условного упругого напряжения в рабо-
рабочем цикле, МПа (кгс/мм2)
п—отношение условных упругих напряжений в предель-
предельном цикле к соответствующим напряжениям рабоче-
рабочего цикла
сГф°, oiT1, a<e) —меридиональная, кольцевая и радиальная составляю-
составляющие условного нормального упругого напряжения в
рабочем "цикле, МПа (кгс/мм2)
Р<р> Ре> Рг — составляющие остаючного напряжения, МПа (кгс/мм2)
к— половина толщины оболочки (пластинки), мм
z — координата, отсчитываемая от срединной поверх-
• ноет и оболочки (пластинки) по нормали к этой
поверхности, мм
/—время (от начала цикла), ч
Ае—накопленная деформация за цикл, %
А/—необратимое изменение размеров на длине /, мм
5. ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ РАСЧЕТА НА ПРОГРЕССИРУЮЩЕЕ
ФОРМОИЗМЕНЕНИЕ ПРИ ОТСУТСТВИИ РАДИАЦИОННОГО
РАСПУХАНИЯ
5.1.	Вычисленные в разд. 3 настоящего приложения приве-
приведенные условные упругие напряжения в рабочем цикле сопо-
сопоставляют с предельными напряжениями as. Если во всех точках
конструкции приведенные упругие напряжения не превышают
величины as, то конструкция работает упруго во всех циклах
(начиная с первого). В этом случае расчет на прогрессирующее
формоизменение не проводят.
5.2.	Если приведенные условные упругие напряжения в рабо-
рабочем цикле превышают величину as в какие-либо моменты
времени, то конструкции рассчитывают на прогрессирующее
формоизменение.
Расчет выполняют по этапам, причем переход к следующему
этапу определяется резулыагами предыдущего.
5.3.	На первом этапе проверяют, прекратится ли односто-
одностороннее пластическое деформирование после нескольких первых
циклов за счет образования благоприятного поля остаточных
напряжений в процессе деформирования. Для этого сопоставля-
сопоставляют условные упругие напряжения (или параметры) рабочего
и предельного циклов. Расчет предельного (по условиям
прогрессирующего формоизменения) цикла проводят методами
теории приспособляемости с использованием вычисленных
в разд. 2 и 3 напряжений а\е) и а4 (для осесимметричных
оболочек и круглых пластинок см. разд. 5.5).
5.4.	Прогрессирующего формоизменения не будет, если
параметры рабочего цикла (механические нагрузки и темпера-
325

туры) не превышают параметров предельного по прогресси-
прогрессирующему формоизменению цикла.
5.5. Для осесимметричных оболочек (цилиндрических, сфери-
сферических, тороидальных, конических и т. п.) и круглых пластинок,
испытывающих в рабочем цикле воздействия осесимметричных
нагрузок и температурных полей, оценка условий возникновения
прогрессирующего формоизменения делится на два подэтапа:
а) проверяют, возможно ли прекращение накопления одно-
односторонних пластических деформаций после ограниченного числа
первых циклов за счет перераспределения напряжений в каждом
сечении независимо от соседних сечений (т. е. без изменения
усилий, вычисленных в каждом сечении оболочки в предпо-
предположении идеальной упругости материала).
Соответствующее условие формулируется следующим обра-
образом: прогрессирующего формоизменения не будет, если в каж-
каждом меридиональном сечении оболочки (пластинки) выпол-
выполняются неравенства
h	h
J min[os~o<?>~]dz^0; J max[-as-a<f>]dz^O;
ft	0
Jmin[(a5-a<f>)z]<fe + J
ft	o
J max [(-os-o^)z]dz+ J max[(a,-a?>)z]<fe<0;
о t	-a t
в каждом кольцевом сечении оболочки (пластин-
(пластинки) выполняются неравенства
h	ft
J mm[cs-cP]dz2s0; f max [-os-o\>e)]dz^0;
-л '	-j, t
ft	0
jmin[(as-a^>)z]Jz+ J min[(-as-a^)z]Jz^O;
в каждом сечении оболочки выполняются не-
неравенства
j min[as-(a|>e)-aj,e))]Jz>0;
min {[aj-(a?>-
326

Выполнение последних трех неравенств в A) проверяют
только в тех случаях, когда в каких-либо точках обо-
оболочки (пластинки) минимальные (за цикл) значения разностей
ст5 = 1афе) — аееI оказываются меньше, чем минимальные (за
цикл) значения разностей as — \а{^\ и as — \ctf}\.
Символы min и max указывают, что из всех (отвечающих
t t
различным моментам времени / в течение рабочего цикла)
значений величин, стоящих в скобках, выбирают минимальные
(максимальные), с которыми затем уже проводят операцию
интегрирования по толщине стенки;
б) если неравенства, приведенные в разд. 5.5 а, не выполня-
выполняются, то параметры предельного цикла могут быть определены
(для цилиндрических и сферических оболочек и круглых
пластинок) из диаграмм приспособляемости (разд. 7), построен-
построенных для различных типов механических нагрузок и полей
температур, а также различных программ изменения темпера-
температур и нагрузок во времени.
При отсутствии подходящей диаграммы приспособляемости
параметры предельного цикла определяют общими методами
теории приспособляемости.
5.6. Ниже приводится описание общих методов расчета
условий приспособляемости.
5.6.1.	Параметры предельного цикла (предельные диапазоны
изменения механических нагрузок и температурных полей)
являются максимальными значениями параметров (в рассмат-
рассматриваемой задаче), при которых выполняются условия при-
приспособляемости, приведенные в п. 5.6.2, и минимальными
значениями параметров, при которых выполняются условия
неприспособляемости, приведенные в п. 5.6.5.
5.6.2.	Конструкция приспособится к внешним воздействиям,
если может быть задано такое распределение не изменяющихся
во времени остаточных напряжений (удовлетворяющих усло-
условиям равновесия при нулевых внешних нагрузках), при котором
суммарные (включающие переменные условные упругие напря-
напряжения от внешних воздействий и постоянные остаточные
напряжения) приведенные (согласно критерию максимальных
касательных напряжений) напряжения не превышают предель-
предельных напряжений as ни в один момент времени, ни в одной ее
точке.
Применительно к осесимметричным конструкциям, когда
направления главных напряжений а , ав, az известны и не
изменяются в течение цикла, условия приспособляемости
формулируются следующим образом:
конструкция приспособится к внешним воздействиям, если
может быть задано такое распределение не зависящих от
времени остаточных напряжений рф, pe, pz (удовлетворяющих
327

условиям равновесия при нулевых нагрузках), которое обеспе-
обеспечивает для всех точек конструкции выполнение неравенства
max {max [| <> (f)-aff> (f )+рф-ре|, |<>(г)-а<е
5.6.3.	При наличии не изменяющихся во времени механи-
механических нагрузок (вес конструкции и присоединенных агрегатов,
постоянное гидростатическое давление и т. п.) последние могу i
быть непосредственно включены в условия равновесия, упо-
упомянутые в п. 5.6 2, которые теперь должны выполняться не при
нулевых, а при заданных постоянных нагрузках. Соответс1венно
в условиях приспособляемости будут фигурировать не ocia-
точные напряжения, а напряжения, уравновешенные постоян-
постоянными нагрузками. При этом условные упругие напряжения от
указанных нагрузок вычислять не нужно.
5.6.4.	При нарушении условий приспособляемости мо-
может возникнуть знакопеременное пластическое течение (обыч-
(обычно локального характера) либо накопление односторонней
деформации с каждым циклом (прогрессирующее формоиз-
формоизменение), охватывающее весь конструкционный элемент или его
часть.
Знакопеременное течение возникает, если хотя бы для одной
точки конструкции не мог>т быть заданы такие постоянные
напряжения, при которых их сумма с условными упругими
напряжениями от внешних воздействий (имеются в виду
приведенные напряжения) не превышала бы напряжения os so
все моменты времени цикла. В частности, в случае, когда
напряжения изменяются в конструкции пропорционально одно-
одному параметру, знакопеременное течение возникает, если размах
условных упругих напряжений превысит 2cts.
При отсутствии знакопеременного течения прогрессирующее
формоизменение будет иметь место, если постоянные напря-
напряжения, необходимые для того, чтобы суммарные напряжения
в каждой точке тела за время цикла не превышали as, не
удовлетворяют условиям равновесия конструкции при заданных
не изменяющихся во времени нагрузках (в частом случае -при
нулевых нагрузках, если постоянные внешние силы отсутст-
отсутствуют).
5.6.5.	Наряду с приведенными выше «статическими» фор-
формулировками для получения верхних оценок условий возникно-
возникновения прогрессирующего формоизменения могут быть исполь-
использованы следующие «кинематические» формулировки. Прогрес-
Прогрессирующее формоизменение обязательно возникает, если можно
задать такое (отличное от нулевого) распределение приращений
за цикл необратимых деформаций, удовлетворяющее усчовиям
328

совместности деформаций, при котором работа минимальных
(за цикл) разностей предельных напряжений а5 и упругих
напряжений от внешних воздействий (на указанных прираще-
приращениях необратимых деформаций), вычисленная для всего объема
коне грукционного элемента, неположительна.
Применительно к осесимметричным конструкциям, когда
направления главных напряжений аф, ae, az известны и не
изменяются в течение цикла, условие существования прогрес-
прогрессирующего формоизменения формулируется следующим об-
образом:
прогрессирующее формоизменение имеет место, если можно
задать такое распределение ненулевых приращений пласти-
пластических деформаций за цикл Асф, Aee, Aez, удовлетворяющее
условиям совместности и несжимаемости, при котором обеспе-
обеспечивается выполнение неравенства
J jasmin {[af-(ai'>-a«)]Aei+} +
Здесь а=1, Ь — 0, если из трех компонентов приращений
деформации (Аеф, Ase, Aez) два неотрицательны; а = 0, Ь=\, если
из грех компонентов приращения деформации (Ае_, Аее, As.,)
два отрицательны; индекс i принимает значения ф, В, z; индекс
j принимает значения (р, 0, z, не совпадающие со значениями
/ в каждой сумме (поэтому при вычислении каждой суммы
индекс j может принимать только одно значение); Аи[—ком-
Аи[—компонент разрыва приращений перемещений на поверхности зц (в
направлениях <р, или 0, или z);
_ JAe,, если Де,>0, при этом г+ = г;
1+ [ 0, если Ае,^0, при этом i+=i;
\ 0, если Ае,^0;
Ае,_ =< .	. „	._ .
[Ае,, если Ае,<0; при этом i =i.
д ' _J^M' ПРИ ^M!>0;
1+~{ 0 при Дм.'^О;
, _ Г 0 при Am;$sO;
'~ [Ам; при Дм;<о.
329

Не изменяющиеся во времени объемные (собственная масса,
инерционные силы Xt) или поверхностные (распределенные на
поверхностях sp) внешние нагрузки pt учитываются дополни-
дополнительными слагаемыми в правой части неравенства, определяю-
определяющего условия существования формоизменения:
J X,&u,dV+ J PlAutds.
v	sp
При этом условные упругие напряжения, входящие в левую
часть указанного неравенства, вычисляются только от изменяю-
изменяющихся во времени внешних воздействий.
5.6.6.	Расчет параметров предельного цикла с помощью
пп. 5.6.2 и 5.6.3 сводится к отысканию такого распределения
остаточных напряжений, при котором параметры нагрузки или
температуры будут иметь максимальные значения при выпол-
выполнении соответствующих ограничений, указанных в п. 5.6.2
(статический метод расчета). Расчет параметров предельного
цикла с помощью п. 5.6.5 сводится к минимизации параметров
нагрузки (температуры) по приращениям деформаций, удовлет-
удовлетворяющих ограничениям, указанным в п. 5.6.5 (кинематический
метод расчета).
В общем случае указанные вычислительные задачи решаются
методами математической теории оптимальных процессов,
а при замене дифференциальных уравнений равновесия (или
совместности деформаций) системой линейных алгебраических
уравнений — методами линейного программирования с исполь-
использованием соответствующих стандартных или специальных под-
подпрограмм для ЭВМ.
5.6.7.	Приближенные нижние оценки параметров предельно-
предельного цикла (т. е. значения, меньшие или равные параметрам
предельного цикла) получают, задавая какие-либо удовлетво-
удовлетворяющие условиям равновесия распределения остаточных напря-
напряжений и вычисляя максимальные значения нагрузок и темпе-
температур, при которых приведенные напряжения (отвечают сумме
остаточных и условных упругих напряжений) не превыша-
превышают as.
Например, можно принять, что остаточные напряжения во
всех точках конструкции пропорциональны гермоупругим на-
напряжениям в один из моментов времени цикла (такое распре-
распределение удовлетворяет условиям равновесия при нулевых
внешних нагрузках) или что некоторые компоненты остаточных
напряжений (рф или ре или pz) пропорциональны минимальным
за цикл разностям между а и соответствующими упругими
напряжениями (ст?°, а^е), о{е)). В последнем случае остальные
компоненты остаточных напряжений находятся из условий
равновесия и затем вычисляется соответствующая нижняя
оценка параметров предельного цикла.
330

5.6.8. Приближенные верхние оценки для параметров пре-
предельного цикла могут быть получены при использовании
кинематических методов, т. е. методов, опирающихся на кине-
кинематическую теорему (п. 5.6.5). Преимуществом этих методов
является четкое кинематическое представление о характере
возникающей циклической пластической деформации, ее меха-
механизме. Они используются лишь для определения условий
прогрессирующего формоизменения, поскольку знакоперемен-
знакопеременное течение носит локальный характер и соответствующее
предельное условие определяется на основании указанного
выше приближенного критерия (изменение упругих напряжений
в точке конструкции превышает 2as).
В основе приближенного кинематического метода лежит
предположение о возможном (удовлетворяющем условиям
совместности деформаций) распределении приращений пласти-
пластической деформации за цикл. Обычно удобно такое распреде-
распределение (механизм разрушения) находить, задавая некоторое
распределение приращений остаточных перемещений в точках
конструкции, и тогда приращения деформаций могут быть
вычислены с помощью известных соотношений (типа соотно-
соотношения Коши). При этом иногда могут быть использованы
результаты решения аналогичных задач предельного равнове-
равновесия, поскольку механизмы «мгновенного» и прогрессирующего
разрушений в общем однотипны, отличие состоит в их
реализации («мгновенно» в условиях предельного равновесия
и поэтапно в течение цикла при прогрессирующем формоизме-
формоизменении).
Наиболее просто использовать приближенные кинемати-
кинематические методы в осесимметричных задачах, поскольку распре-
распределения приращений перемещений здесь часто могут быть
представлены в виде функций одной координаты (диск, круглая
пластина, труба), иногда с применением дополнительных
параметров, которые определяются в ходе решения путем
минимизации искомых нагрузок. В задачах этого типа иногда
удается с помощью элементарного метода получить точные
решения, удовлетворяющие не только кинематическим (реализа-
(реализация некоторого механизма прогрессирующего формоизмене-
формоизменения), но и статическим (отсутствие точек, в которых напряжения
в течение цикла превышали бы as) условиям.
При заданном (принятом) механизме разрушения параметры
предельного цикла при использовании кинематического метода
определяются с помощью неравенства типа приведенного
в п. 5.6.5, в необходимых случаях дополненного членами,
учитывающими постоянные внешние нагрузки.
Другой вариант кинематического метода (так называемый
метод догрузки) позволяет применить условия равновесия,
записанные в обычной форме; для этого предварительно
331

должна быть использована связь между приращениями пласти-
пластической деформации за цикл и действующими напряжениями
(напряжения, вызывающие соответствующую пластическую де-
деформацию, должны достигать предела текучести, при эгом
вектор деформации должен быть перпендикулярен соответст-
соответствующей грани шестиугольника, определяющего условия теку-
текучести при использовании критерия максимальных касательных
напряжений).
5.7.	На втором этапе рекомендуется рассчитывать кинетику
упругопластического деформирования, если прекращение прог-
прогрессирующего формоизменения по данным первого этапа
невозможно и необходимо обосновать возможность работы
конструкции за пределами приспособляемости.
При этом проверяют, не приведет ли прогрессирующее
формоизменение или комбинация его со знакопеременным
пластическим течением (знакопеременное пластическое течение
характеризуется тем, что приращение пластической деформации
за цикл равно нулю) к нарушению нормальных условий
эксплуатации конструкции в течение заданного срока службы.
С этой целью найденные из расчета значения деформаций
сопоставляют с допускаемыми, установленными на основании
эксплуатационных требований.
При расчете деформаций необходимо учитывать изменение
механических характеристик материала вследствие знакопере-
знакопеременного пластического течения (в том числе ускорение ползу-
ползучести вследствие предшествующей пластической деформации
противоположного знака, нейтронного облучения, структурных
превращений, влияния поверхностно-активных сред).
В тех случаях, когда проверка на прогрессирующее формо-
формоизменение конструкции расчетным путем затруднительна,
рекомендуются натурные испытания или испытания на
моделях.
5.8.	В частных случаях для конструкционных элементов типа
стержней с сечением в виде круга или правильного много-
многоугольника, толстостенных и тонкостенных труб постоянной
толщины с аналогичными сечениями, свободных пластин
постоянной толщины, изготовленных из материалов, указанных
в табл. П4.1 и работающих при теплосменах в пароводяной
среде или в натрии при максимальных температурах, не
превышающих указанные в табл. П4.1 значения Гф, накопленная
деформация за цикл не превышает значений Ае = 2 10%
в зонах, где краевой эффект практически не влияет на значение
напряжений.
Если для данного конструкционного элемента деформация,
накопленная за ресурс, является допустимой, дальнейшие
расчеты на формоизменение могут не проводиться. Этот вывод
справедлив при следующих условиях:
332

Таблица П4.1 Значения характеристик формоизменения при теплосменах и
нейтронном облучении в различных средах
Основной ме-
металл и равно-
равнопрочные свар-
сварные соедине-
соединения
08Х16Н11М?
12Х18Н9
12Х18Н10Т
08Х16Н11МЗ
12Х18Н9
12Х18Н10Т
ХН35ВТ
1Х16Н36-
МБТЮР
10Х2М
12Х2М1ФБ
15Х2МФА
15Х2НМФА
Состояние
Аустенизатшя
Наклеп 15% +
стабилизация
Аустенизация +
старение
Аустенизация+
стабилизация
Нормализа-
Нормализация + отпуск
Закалка Ь
отпуск
Гф, К (°С)
Пароводяная
среда
773 E0П)
773E00)
823E50)
873F00)
793 E20)
793E20)
Натрий,
Гга1П-=473 К
B00° С)
803 E30)
803 E30)
853E80)
873F00)
823 E50)
Нагрий,
Гтш = 6''ЗК
D00° С)
823E50)
823E50)
853E80)
873F00)
833 E60)
-
см /(нейтр с)
4,6 Ю-50
7,6 Ю-50
5,0-10~51
—
0
а)	напряжения от механических нагрузок несущественны
(а), < 0,1 [а]; (аJ<0,13[а];
б)	температура среды, омывающей конструкцию, изменяется
во всем объеме настолько быстро, что градиенты во всех
сечениях деталей цилиндрической формы (соответственно для
всех нормалей к пластинке) оказываются одинаковыми; гра-
градиенты температур в осевом направлении (для деталей ци-
цилиндрической формы) или вдоль поверхности (для пластинки)
таковы, что соответствующие термоупругие напряжения состав-
составляют не более 0,las;
в)	отсутствуют условия, которые смогли бы привести
к изгибной деформации, т. е. начальная форма деталей и тем-
температурные поля строго симметричны относительно продоль-
продольных осей (или срединной плоскости—для пластины); в деталях
нет начальных технологических напряжений, релаксация кото-
которых привела бы к изгибу; отсутствует опасность коробления
в связи с тонкостенностью.
333

Для перечисленных выше конструкционных элементов при
максимальных температурах цикла, превышающих значения 7^,
указанные в табл. П4.1, но не более 923 К F50° С), а также для
стержней и труб, имеющих регулярные продольные ребра,
выточки или кольцевые выточки с геометрическими параметра-
параметрами hi/H'<0,1, р^^/2 при числе ребер или выточек не более 10
и 7"тах<923 К F50° С), верхняя оценка накопленной за один
цикл деформации Ае (продольной или поперечной без учета
изгиба) может быть найдена с помощью приближенной
эмпирической зависимости
Де = 10 тах *
где Tt = Гф + АГ0A —10 Id°) — ATBY, — температура приспособля-
приспособляемости по допуску 2-10~4" %/цикл; АГ0 = 50К E0° С) для
стержней и толстостенных труб; АТо = 0 К @° С) для пластин
и тонкостенных труб (оболочек); Н—толщина трубы, мм; d0 —
минимальный внутренний диаметр трубы (для сплошных
стержней do = 0), мм; А7В= — 5 К ( — 5" С); и — число ребер или
выточек; h^—глубина выточек или высота ребра, мм; р—ра-
р—радиус закругления выточек, мм; 7"тах—максимальная темпера-
температура теплосмен, К (°С).
При нестационарных режимах теплосмен величина не-
необратимого формоизменения определяется линейным сумми-
суммированием.
6. ПРИМЕР РАСЧЕТА ЦИЛИНДРИЧЕСКОЙ ОБОЛОЧКИ
6.1.	Данный пример иллюстрирует порядок проведения
расчета на прогрессирующее формоизменение. В примере
условно выбраны характеристики конструкции и параметры
нагружения (в частности, задан простейший — линейный закон
распределения температуры).
6.2.	Рассчитываем участок длинной цилиндрической оболоч-
оболочки (рис. П4.1), расположенный вдали от ее краев. Оболочка
подвергается действию внутреннего давления р (t) (не изменяю-
изменяющегося по ее длине) и тем-
температуры T(t), изменяющейся
по линейному закону по тол-
толщине оболочки в каждый мо-
момент времени V.
II
\
\
\
\
\
\
\
S
\
р
\
k
k
k
\
\
\
Рис. П4.1. Участок длинной цилиндри-
цилиндрической оболочки, расположенный вда-
вдали от ее краев
334

р, мпа,
'кгс/нмг)
(ОД)
0,Б
(w)
0
Г, К
("С)
873
(№)
573
C00)
0
—U—4-	*
Пуск
режим аварийной защиты
Остановка
Рис. П4.2 Изменение давления и температуры в течение рабочего цикла
Здесь T0(t) — температура срединной поверхности; Tx(t) — раз-
разность температур наружной и срединной поверхностей обо-
оболочки.
Целью расчета является проверка допустимости заданного
внутреннего давления и температур оболочки с точки зрения
прогрессирующего формоизменения.
6.3.	Размеры оболочки приведены на рис. П4.1. Изменение
давления и температуры в течение рабочего цикла иллюстри-
иллюстрирует рис. П4.2. В стационарном режиме в процессах пуска
и остановки температуры наружной и внутренней поверхностей
оболочки Тв и Тв принимаются одинаковыми. Значения T0(t),
Tt(t) и p(t) для ряда моментов времени, указанных на
рис. П4.2, приведены в табл. П4.2.
Механические характеристики материала оболочки даны
в табл. П4.3. При температуре 293 К B0° С) модуль упругости
Е=2,0-105 МПа B,0-104 кгс/мм2), температурный коэффициент
линейного расширения а=17мкК~1 A7,0 -10~6 1/° С) и коэф-
коэффициент Пуассона ц = 0,3. Расчетный срок службы оболочки
100000 ч.
6.4.	Определяем предельные напряжения as:
а) для стационарного режима работы в соответствии
с разд. 3.2.
cts = rain{i?J0,2/«о,г; Rltlnmt} =
= min{120/l,5; 125/1,5} = 80,0 МПа (8,0 кгс/мм2);
335

t
rp -К
ГО, (oq
ГГ К
Ти (oQ
МПа
^' (кгс/мм2)
Таблица П42
г.
573
C00)
273
@)
0
0
>г
573
C00)
273
ф)
1,2
@,12)
Параметры иагружеиия
873
F00)
273
@)
1,2
@.12)
и
873
F00)
273
@)
1 2
@Л2)
и
856
E83)
277,5
D,50)
1,2
@,12)
h
867,5
E94,5)
284,25
A1,25)
1,2
@,12)
/,
794
E21)
289,56
A6,56)
@Л2)
гр К
'О, (OQ
Ти гс)
МПа
^' (кгс/мм2)
765,5
D92,5)
292,55
A9,55)
1,2
@,12)
734
D61)
293
B0,00)
1,2
@,12)
ho
709
D36)
289.56
A6,56)
1.2
@,12)
/,,
667
C94)
285
A2,00)
1,2
@,12)
639
C664
281,75
(8,75)
1,2
@,12)
'13
573
C00)
273
@)
1,2
@,12)
/14
573
C00)
273
@)
0
0
Таблица П4 3 Механические харак геристикн материала оболочки
„г МПа
Кр02 (кгс/мм2)
D МПа
Л1'100000'(кгс/мм2)
293
B0)
210
B1)
573
C001
150
A5)
62 т
C501
150
A5)
-
673
D00)
140
A4)
-
723
D50)
140
A4)
181
A8,1)
773
E00)
130
A3)
169
A6,9)
823
E50)
120
A2)
137
A3,7)
873
F00)
120
A2)
100
A0,0)
б) для режимов пуска, срабатывания аварийной защиты
и остановки найденные согласно разд. 3.1 предельные напря-
напряжения
приведены в зависимости от температуры в табл П 4.4.
6.5. Определяем условные упругие напряжения в рабочем цик-
цикле. Кольцевые напряжения от внутреннего давления а9 при
р = 1,2 МПа @,12 кгс/мм2) (см рис. П4.2) равны 60 МПа F кгс/мм2),
осевые напряжения от механической нагрузки равны нулю.
336

Г К(С)
cts, МПа
(кгс/чш2)
Г а б л и ца П4 4
293 <20)
140,0
A4,00)
Предельные н
573C00)
100,0
A0.00)
зпряжения
623C50)
100,0
A0,00)
673D00)
93,3
(9,33)
/, М С)
cts, МПа
(кгс/мм2)
723D10)
933
(9,33)
773E00)
86.7
(8,67)
823E50)
80,0
(8,00)
873F00)
80,0
(8,00)
Таблица П45 Tepivioynpjrue напряжения
Оът = очТ, МПа
(кгс/мм ~)
и
0
@)
1
(кгс/мм')
h
91Л
(971)
i5
21,8
B 18)
ho
80,4
(8.04)
'б
54,6
E,46)
Гц
58,3
E,83)
г1
80,4
(8,04)
<ы
42,5
D,25)
'в
95,0
(9,50)
'13
0
@)
Термоупр\гие напряжения при линейном распределении
температ>гы по толщине стенки находим но формуле
Здесь аот, афТ--кольцевые и осевые термоупругие напряжения;
координат z отсчитывается от срединной поверхности обо-
оболочки по нормали к ней; z — h на наружной поверхности
оболочки и z=—h на внутренней поверхности.
В стационарном режиме, при пуске и остановке ^ермоупру-
гие напряжения равны нулю [поскольку T1(t) = O] Значения
напряжений ствт = а_т для ряда моментов времени режима
срабатывания аварийной зашиты приведены в табл. П4.5 для
точек, лежащих на внутренней (z=—h) поверхности оболочки.
6.6. Сопоставляем приведенные условные упругие напряже-
напряжения с предельными напряжениями. Приведенные условные
упругие напряжения подсчитываем согласно критерию наиболь-
наибольших каса ге гтьных напряжений:
где
337

В момент времени t9 на внутренней поверхности оболочки
(а)(е) = 60.0 + 97,1 = 157,1 МПа A5,71 кгс/мм2). Температура то-
точек внутренней поверхности оболочки в этот момент, опреде-
определенная по данным табл. П4.1, составляет 714 К D41° С);
соответствующее предельное напряжение as, найденное по
данным табл. П4.3 с помощью линейной интерполяции, состав-
составляет 93,3 МПа (9,33 кгс/мм2). Таким образом, приведенное
напряжение (а)(е) превышает предельное. Сопоставления приве-
приведенных напряжений с предельными в других точках оболочки
и в другие моменты времени проводить не нужно, поскольку
полученный выше результат требует перехода к следующему
этапу расчета: проверка, может ли пластическая деформация
прекратиться за счет перераспределения напряжений по толщи-
толщине оболочки.
6.7. Определяем экстремальные значения разностей предель-
предельных и условных упругих напряжений. Чтобы проверить,
выполняются ли неравенства, записанные в п. 5 5а, вычисляем
величины
min^rr —<т(?П min ir\ —<тьеМ
max( — rjs — aipe>), max( —rjs —<
T а б л и ца П4 6 Разности предельных и условных упругих напрнженнй
Режим
/
Г, К (°С)
as, МПа, (кгс/мм2)
a, — aj", МПа (кгс/мм2)
— cts —ajf', МПа (кгс/мм2)
as — о'%\ МПа (кгс/мм2)
— as — otf\ МПа (кгс/мм2)
Пуск
573 C00)
100A0)
100A0)
-100 (-10)
100A0)
I -ioo(-io)!
ч
573 C00)
100A0)
100A0)
-100 (-10)
40D)
-160 (-16)
h
873 F00)
80(8)
80(8)
-80(-8)
20B)
—140( —14)
т,
Or
as
о.
—
Режим
t
К (X)
МПа, (кгс/мм )
— ctJ", МПа (кгс/мм2)
ст,— <з'*\ МПа (кгс/мм
— aie\ МПа (кгс/мм2)
ст,—о?\ МПа (кгс/мм
2)
1)
Стационарный
и
873F00)
80(8)
80(8)
-80(-8)
20B)
-140 (-14)
Остановка
'13
573 C00)
100A0)
100A0)
-100(-10)
40D)
-16 (-160)
'14
573 C00)
100A0)
100A0)
-100 (-10)
100A0)
] -100(-10) |
338

Значения стоящих в скобках величин для стационарного
режима и ряда моментов времени режимов пуска и остановки
[тех, в которые T1(t) = O] приведены в табл. П 4.6. По толщине
оболочки эти значения не изменяются для указанных режимов.
Экстремальные для данных режимов значения рассматриваемых
величин обведены рамками [нетрудно убедиться, что при
Ti(t) — O в моменты времени, не указанные в табл. П 4.6,
экстремальные значения не достигаются].
Далее отыскиваем разности предельных и условных уп-
упругих напряжений для ряда моментов режима срабатывания
аварийной защиты G\(?)^0). Для определения экстремаль-
экстремальных значений этих разностей достаточно рассмотреть мо-
моменты времени t9, ts, t1, t4, причем условные упругие
и предельные напряжения в момент ?4 совпадают с со-
соответствующими значениями в момент ?3 (см. табл. П4.6).
В моменты времени t10, tlt и t12 условные упругие напряжения
падают, а предельные напряжения возрастают по сравнению
с t9 (см. табл. П4.1, П4.3 и П4.4), поэтому указанные моменты
времени не рассматриваем. Результаты расчета приведены
в табл. П4.6.
Для сохранения общности методики в табл. П4.6 учтена
температурная зависимость предельных напряжений as. Ввиду
малости перепадов температуры по толщине в данном примере
эта зависимость слабо влияет на результаты расчета, однако
в других задачах (в частности, при параболических законах
распределения температуры) она оказывается иногда сущест-
существенной.
Расчет разностей предельных и упругих напряжений для
ряда моментов времени иллюстрируют рис. П4.3 и П4.4;
жирными линиями выделены соответствующие минимальные
(максимальные) за Цикл значения.
Значения разностей предельных и условных упругих напря-
напряжений за весь рабочий цикл приведены в табл. П4.6 и П4.7,
а экстремальные значения этих разностей — в табл. П4.8.
6.8. Выполнение условий отсутствия прогрессирующего
формоизменения, приведенных в разд. 5.5а, проверяется чис-
численным интегрированием с использованием данных табл. П4.8:
h
j mm[os-o(*}]dz=l2l,6 Н/мм A2,16 кгс/мм)>0;
~h t
h
j max[-as-ai*)]dz=- 116,2 Н/мм (-11,62 кгс/мм)<0;
-л '
h	О
jmin[(as — o(*})z~\dz+ j min[(-or4))z](fe =
о '	-h '
= 80 H ¦ mm/mm (8 кгс • mm/mm) > 0;
339

Рис. П4 3. Значения разностей напря- Рис. П4.4. Значения разностей напря-
напряжений в различные моменты времени жений в различные моменты времени
для os—ст?° (а) и — cts—ст?' (б)	для as—с?' (а) и — cts— а if' (б)
|max[( — as —
о
f ma
= - 25,6 H • mm/mm (- 2,56 кгс • мм/мм) < О;
h
J
h
J min [as - aie) ] rfz=0,9 Н/мм @,09 кгс/мм) > 0;
fe= -185,5 Н/мм (-18,55 кгс/мм)<0;
340

j'min[(a,-aie))r]afe+ J mm[(-as-aie))z]dz=
о '	-h (
= 60 H • mm/mm F ki с • мм/мм) > 0;
h	h
J max [(- as - сДе>) z] Jr + [ max [(a5 - aif*) 2] dz =
О (	-A '
= — 20,7 H • mm/mm (— 2,07 кгс • мм 'мм) < 0.
В итоге приходим к выводу, чго прогрессирующего формо-
формоизменения оболочки при заданных условиях работы не будет.
7. ДИАГРАММЫ ПРИСПОСОБЛЯЕМОСТИ ДЛЯ НЕКОТОРЫХ
ТИПОВЫХ РАСЧЕТНЫХ СХЕМ
7.1. Формулы и диаграммы приспособляемости для цилинд-
цилиндрических и сферических оболочек, толстостенных сферических
сосудов и круглых пластинок при повторных механических
и тепловых воздействиях приведены ниже. Диаграммы постро-
построены для различных типов механических нагрузок (распределен-
(распределенных, сосредоточенных) и полей температуры (температура
изменяется по толщине, вдоль образующей), различных про-
программ изменения температуры и нагрузок во времени, а также
различных условий закрепления оболочки или пластинки. При
эгом принималось as = const и ц —0,3.
Основные обозначения:
Т— температура, К (г С);
р - давление. Па (кгс/мм2);
Р—сосредоточенная сила, Н (кгс);
п, m, /, q- -параметры нагрузки;
tn—параметры температуры;
R —радиус срединной поверхности оболочки (радиус
пластинки), мм;
Приведенные здесь формулы и диаграммы могут быть
использованы в тех случаях, когда нагрузки, температуры
и геометрические характеристики элемента конструкции соот-
соответствуют условиям, для которых приведены соответствующие
графики и формулы.
Для использования формул и диаграмм следует вычислить
параметры механических и тепловых воздействий т, р, q, n, tn
для заданной конструкции и условий работы и сопоставить их
значения с предельными, указанными на диаграмме или
341

t9
h
z'h
Г, K(°Q
МПа (кгс/мм2)
MTIa (кгс/мм2)
МПа (кгс/мм2)
МПа (кгс/мм2)
МПа (кгс/мм2)
МПа (кгс/мм )
МПа (кгс/мм2)
Т, К(°С)
МПа (кгс/мм2)
MTIa (кгс/мм2)
МПа (Krc/MM2J
МПа (кгс/мм2)
МПа(кгс/мм2)
МПа (кгс/мм2)
— cts—Од"',
МПа (кгс/мм2)
Таблица П4.7.
-1,0
714
D41)
93,3
(9,33)
97,1
(9,71)
-3,8
(-0,38)
-190,4
(-19,04)
157,1
A5,71)
-63,8
(-6,38)
-250,4
(-25,04)
746
D73)
90,3
(9,03)
95,0
(9,50)
-4,7
(-0,47)
-185,3
(-18,53)
155,0
A5,55)
-64,7
(-6,47)
-245,3
(-24,53)
-0,8
718
D45)
93,3
(9,33)
77,7
G,77)
15,6
A,56)
-171,0
(-17,10)
137,7
A3,77)
-44,4
(-4,44)
-231,0
(-23,10)
750
D77)
89,7
(8,97)
76,0
G,60)
13,7
A,37)
-165,7
(-16,57)
136,0
A3,60)
-46,3
(-4,63)
-225,3
(-22,53)
Разности предельных
-0,6
722
D49)
93,3
(9,33)
58,3
E,83)
35,0
C,50)
-151,6
(-15,16)
118,3
A1,83)
-25,0
(-2,50)
-211,6
(-21,16)
754
D81)
89,2
(8,92)
57,0
E,70)
32,2
C,22)
-146,2
(-14,62)
117,0
A1,70)
-27,8
(-2,78)
-266,2
(-26,62)
и
-0,4
726
D53)
92,6
(9,26)
38,8
C,88)
53,8
E,38)
-131,4
(-13,14)
98,8
(9,88)
-6,2
(-0,62)
-191,4
(-19,14)
758
D85)
88,7
(8,87)
38,0
C,80)
50,7
E,07)
-126,7
(-12,67)
98,0
(9,80)
-9,3
(-0,93)
-186,7
(-18,67)
условных
-0,2
730
D57)
92,4
(9,24)
19,4
A,94)
73,0
G,30)
-111,8
(-11,18)
79,4
G,94)
13,0
A,30)
-171,8
(-17,18)
762
D89)
88,2
(8,82)
19,0
A,90)
69,2
F,92)
-107,2
(-10,72)
79,0
G,90)
9,2
@,92)
-167,2
(-16,72)
342

упругих напряженки в зависимости от z/ft
0
734
D61)
91,8
(9,18)
0
@)
91,8
(9,18)
-91,8
(-9Л8)
60,0
F,00)
31,8
C,18)
-151,8
(-15,18)
765,5
D92,5)
87,7
(8,77)
0
@)
87,7
(8,77)
-87,7
(-8,77)
60,0
F,00)
27,7
B,77)
-147,7
(-14,77)
0,2
738
D65)
91,3
(9,13)
-19,4
(-1,94)
110,7
A1,07)
-71,9
(-7,19)
40,6
D,06)
50,7
E,07)
-131,9
(-13,19)
769
D96)
87,2
(8,72)
-19,0
(-1,90)
106,2
A0,62)
-68,2
(-6,82)
41,0
D,10)
46,2
D,62)
-128,2
(-12,82)
0,4
742
D69)
90,8
(9,08)
-38,8
(-3,88)
129,6
A2,96)
-52,0
(-5,20)
21,8
B,18)
69,6
F,96)
-112,0
(-11,20)
773
E00)
86,7
(8,67)
-38,0
(-3,80)
124,7
A2,47)
-48,7
(-4,87)
22,0
B,20)
64,7
F,47)
-108,7
(-10,87)
0,6
746
D73)
90,3
(9,03)
-58,3
(-5,83)
148,6
A4,86)
-32,0
(-3,20)
1,7
@,17)
88,6
(8,86)
-92,0
(-9,20)
777
E04)
86,2
(8,62)
-57,0
(-5,70)
143,2
A4,32)
-29,2
(-2,92)
3,0
@,30)
83,2
(8,32)
-89,2
(-8,92)
0,8
750
D77)
89,7
(8,97)
-77,7
(-7,77)
167,4
A6,74)
-12,0
(-1,20)
-17,7
(-1,77)
107,6
A0,76)
-72,0
(-7,20)
781
E08)
85,6
(8,56)
-76,0
(-7,60)
161,6
A6,16)
-9,6
(-0,96)
16,0
A,60)
101,6
A0,16)
-69,6
(-6,96)
1,0
754
D81)
89,2
(8,92)
-97,1
(-9,71)
186,3
A8,63)
7,9
@,79)
-37,1
(-3,71)
126,3
A2,63)
-52,1
(-5,21)
785
E12)
85,1
(8,51)
-95,0
(-9,50)
180,1
A8,01)
9,9 1
@,99) 1
-35,0
(-3,50)
120,1
A2,01)
-50,1
(-5,01)
343

Т К(С)
МПа(кгс/ММ:)
МПа(кгс'мм°)
МПа Ткгс'мм2)
777
E04)
86.2
(8,62)
80,4
(8,04)
5,8
@,58)
-0,8
781
E08)
85,6
(8,56)
64,?
F.43)
21,3
B,13)
-0,6
784
E11)
85,2
(8,52)
48,2
D,82)
37,0
C,70)
787
E14)
32,2
C,22)
52,6
E,26)
-0,2
84,3
(8,43)
16,1
A,61)
68,2
F.82)
МПа(кг?,мм2)
- 166.6
(-16,66)
- 149,9
(-14,99)
-133,4
(-13,34)
-117,0
(-11,70)
- 100,4
(-10,04)
МТ1а(кгс/Мм2)
140,4
A4,04)
124,3
A2.43)
108,2
A0,82)
92.2
(9,22)
76,1
G,61)
МПа (кгс/мм2)
-54 2
(-5,42)
- 38,7
(- 3,87)
-23,0
(-2,30)
-7,4
(-0,74)
8,2
@,82)
МПа (кгс/мм2)
-226,6
(-22,66)
-209,9
(-20.99)
-193,4
(-19,34)
-167.0
(-16,70)
-160,4
(-16,04)
Таблица П4.8. Экстремальные
z, h
minfas — Офе)~|,
МПа (кгс/мм'')
max[ — as — oj,*],
МПа (кгс/мм2)
mm[as —о^е|].
МПа (кгс/мм2)
тах[ —as о if'],
МПа (кгемм2)
-1,0
-4,7
(-0,47)
-80,0
(-8.00)
-64,7
(-6.47)
-100,0
(-10,00)
-0,8
13,7
A,37)
-80,0
(-8,00)
-46,3
(-4,63)
-100,0
(-10,00)
-0.6
32,2
C,22)
-80,0
(-8,00)
-27,8
(-2,78)
-100.0
(-10,00)
-0.4
50.7
E,07)
-80,0
(-8,00)
-9,3
(-0,93)
-100,0
(-10,00)
344

0
794
E21)
83,9
(8,39)
0
@)
89,3
(8,93)
-83 9
(-8,39)
60.0
F,00)
23,9
B 39)
-143 9
(-14,39)
0,2
797
E24)
83,5
(8,35)
-16,1
(-1,61)
99,6
(9,96)
-67,4
(-6,74)
43.9
D 39)
39,6
C,96)
-127 4
Г-12,74)
0,4
801
E28)
82,9
(8,29)
-36.6
(-3,06)
115.1
A1,51)
-50,7
(-5,07)
27,8
B,78)
55,1
E,51)
-110,7
(-11,07)
0.6
804
E31)
82,5
(8,2г)
-48,2
(-4 82)
130,7
A3,07)
-34.3
(- 3,43)
11,8
A.18)
7A,7
G,07)
-94.3
(-9.43)
о,ь
807
E34)
82,1
(8,21)
-64,3
(-6 43)
146,4
A4.64)
-17,8
(-I.7S)
- 4,3
(-0,43)
86,4
(8,64)
-77,8
( -7,78)
1.0
811
E38)
81,6
(8,16)
-80,4
(- 8,04)
162,0
A6,20)
— 1 2
( 0,12)
-20,4
(-2,04)
102,0
A0,20)
- 61,2
(-6,124
значения разностей напряжений
-0.2
68,2
F,82)
-80,0
(-8,00)
8,2
@,82)
-100,0
(-10.00)
0
80,0
(8,00)
-80,0
(-8,0и)
20,0
B,00)
100,0
(-10,00)
0,2
80,0
(8,00)
-67,4
(-6,74)
20,0
B.00)
-100,0
(-10,00)
0,4
80,0
(8.00)
-48,7
(-4,87)
20,0
B,00)
-100,0
(-10,00)
0,6
80,0
(8,00)
-29.2
(-2,92)
1"
20,0
B,00)
-89,Г
(-8,92)
08
80,0
(8.00)
-9 6
(-0,96)
20,0
B 00)
-69 6
(-6,96)
1,0
80,0
(8,00)
9.9
@,99)
20,0
B,00)
-50,1
(-5,01)
345

вычисленными с помощью приведенной здесь формулы. Конст-
Конструкция приспособится к заданным внешним воздействиям, если
параметры нагрузок и температура, отвечающие заданным
условиям работы, не превышаю! предельных значений.
При использовании приведенных ниже формул и диаграмм
расчеты условий формоизменения по разд. 5 не проводятся.
7.2. Цилиндрические сосуды и трубопроводы нагружены
постоянно действующим давлением и циклически изменяющей-
изменяющейся температурой (вдоль оси давление и температура не
изменяются), ползучесть материала отсутствует. Предельные
значения размахов температурных напряжений определяются из
следующих соотношений:
а) при линейном изменении температуры по толщине
дл,
Кр0,2
б) при параболическом постоянном увеличении или умень-
уменьшении температуры по толщине стенки
RpO,2
при #=- = 0,3;
при
Щ^<2,1 при #=- = 0,5.
"рО,2	"рО,2
Для промежуточных значений (cr)m/i?Jo,2 допускается линей-
линейная интерполяция.
7.3. Цилиндрическая труба (рис. П4.5) подвержена воздейст-
воздействию температурного фронта (рис. П4.6 — П 4.8). Температур-}
ный фронт движется в любом направлении вдоль оси трубы*
По толщине трубы температура не изменяется.
Повторные проходы температурного фронта, показанного
на рис. П4.6, приводят к уменьшению диаметра трубы и увели-
увеличению ее длины при ——
346

Рис П4 5 Участок цилиндрической тру-
трубы вдали от краев
Рис П4 6 Температурный фронт, приводящий к уменьшению диаметра трубы
Повторные проходы температурного фронта, показанного
на рис. П4.7, приводят к увеличению диаметра трубы и умень-
аЕ(Тг-ТЛ ппг.
шению ее длины при ——	— >0,92.
Если —^~	^>0,92, повторные проходы температурного
4pLcrs
фронта, показанного на рис. П4.8, делают поведение трубы
неустойчивым. Изменение характера зависимости Г(х) или
изменение предельного напряжения as ведет либо к увеличению,
либо к уменьшению диаметра трубы после каждого прохода
температурного фронта.
7.4. Цилиндрическая оболочка конечной длины (рис. П4.9)
нагружена внутренним давлением и перепадом температуры по
толщине стенки
T(t)=T0(t)+lTa(t),
где Го^Гг + ГО; Та = -{Т2-Тх);
Параметры нагружения tn = E<xT/[(l — \i)as ]; f=p*R/[2has ];
{) 0/()/
Диаграммы приспособляемости цилиндрической оболочки
конечной длины со свободными краями приведены на
рис. П4.10, со свободно опертыми краями—на рис. П4.11,
П4.12, с защемленными краями — на рис. П4.13 — П4.15.
7.5. Цилиндрическая оболочка (рис. П4.16) нагружена внут-
внутренним давлением и перепадом температуры по толщине
стенки; на краю приложены краевые изгибающий момент M(t)
и перерезывающая сила Q(t):
347

0
t>L>6
i.
к.
X
Рис. П4 8	Температурный
фронт, вызывающий неустойчи-
неустойчивое поведение трубы
Рис. П4.7. Температурный фронт, приводящий к увеличению диаметра трубы
где Т0 = 1-(
Параметры нагружения:
2аЕТ , p*R
M

a 5h2
Диаграммы приспособляемости для края цилиндрической
оболочки при различных значениях параметров / я гп приведены
на рис. П4.17 —П4.20.
7.6. Длинная цилиндрическая оболочка (рис. П4.21) нагру-
нагружена распределенным по круговому сечению усилием Р и пере-
перепадом температуры по толщине стенки:
Р=const; T(t)=T0(t)+^Ta(t),
где Г0 = 1(Г2+7\); Т^Т
Параметры нагружения:
аЕТ
t —-
Диаграммы приспособляемости приведены на рис. П4.22.
7.7. Замкнутая сферическая оболочка (рис. П4.23) нагружена
внутренним давлением и перепадом температуры по толщине
стенки:
348

\
\
¦
t
t
t
t
и
П
t
*
||
I
¦
t
t
¦
'II
5)
Рис. П4 9. Цилиндрическая оболочка конечной длины:
а—оболочка, нагруженная внутренним давлением, б—сеченне оболочки, в — температур-
температурный перепад
N
— -
tn'O
/0,1
,0,6
,0,6
/1
В В 10 jiL
Рис П4.10. Диаграммы приспо-
приспособляемости для цилиндриче-
цилиндрической оболочки конечной длины
со свободными краями
Рис. П4.11. Диаграммы приспо-
приспособляемости для цилиндриче-
цилиндрической оболочки конечной длины
со свободно опертыми краями:
а —общий вид диаграмм, б—для
PL = 0,75-2,00
f
It
2
Щ
fly
\
~T
4
0
H
\
>
к
/
^'/
У у
4=o
',0,11
У
0,75 Щ t,Z5
1,75 2/Ю fit
где Г0 = -^2 + Л); 1а = -{.
Параметры нагружения:
349

1,15
1,25
0,75
0,2
/
/
/
/
-??
•^i _—.
us
/
/
-Iй
0,9
/
'/
—A,
1
/
/
II
1
1
1
1
1
1
1
т
"IT
\ >
V
ч
tfd
." г
Рис. П4 12. Диаграммы приспособляемости для
цилиндрической оболочки конечной длины со
свободно опертыми краями	д г ^ в 8 bl
Рис. П4.13. Общий вид диаграмм приспособляемости для цилиндрической
оболочки конечной длины с защемленными краями
f=p*R/Dosh); tn = aET/(l-n)os.
Диаграммы приспособляемости для замкнутой сферической
оболочки приведены на рис. П4.24.
7.8. Опертая сферическая оболочка (рис. П4.25) нагружена
внутренним давлением и перепадом температуры по толщине
стенки:
р* = const; T(t)=T0(t)+-hTa(t),
где T^-iTz + T,); T^-^-T,); -T^Ta^T; -
Параметры нагружения:
f=p*R/Do,h); гп = ?ос77[2A-ц)<т,].
На рис. П4.26 приведены диаграммы приспособляемости для
опертой сферической оболочки Bh/R=\/20).
7.9. Защемленная сферическая оболочка (рис. П4.27) нагру-
нагружена внутренним давлением и перепадом температуры по
толщине стенки:
T{t)=T0{t)+-hTa(t)
где To^
-T^Ta^T; -
Параметры нагружения и температурный перепад—см.
разд. 7.8.
350

Рис. П4.14. Диаграммы приспособляе-
приспособляемости для цилиндрической оболочки ко-
конечной длины с защемленными краями
для PL=O,75-2,OO
Рис П415 Диаграммы приспособляе-
приспособляемости для цилиндрической оболочки ко-
конечной длины с защемленными краями
CL=2-12
Рис П4.16. Край цилиндрической обо-
оболочки.
а —нагрузки на краю оболочки, 6—сечение
оболочки, в—температурный перепад
I
\
\
\\\
\\\
\\
\
\\
\^
\\
У
0,4
V/
X ,
0,5
Г о/в
^>
to
к
¦—-_
0J5 1,00 1,25 1,50 1J5J3L
Г
1,5
1,0
л?
1
\
-0
"——
1
"-——
0,2 0
7Z
Л 0,
/
Г 0,8
/
?
L
/
/
10	fit
Рис П4 16

Рис. 114.17. Диаграммы приспо-
собляемости для края цилинд-
рической оболочки при /=0
Рис П4 18. Диаграммы приспо-
приспосооляемости для края цилинд-
цилиндрической оболочки /"=0,25
Рис. П4 19. Диаграммы приспо-
собляемости для края цилинд-
рической оболочки /=0,5
Рас П4 20. Диаграммы приспо-
приспособлясмости для края цилинд-
цилиндрической оболочки /"=0,75
На рис. Г14.28 приведены диаграммы приспособляемости для
защемленной сферической оболочки.
7.10. Толстостенный замкнутый сферический сосуд нагружен
внутренним давлением р* = const и перепадом температуры по
толщине стенки-
352

0
]
z
T7~T
'/A
i
I
Рис. П4.21. Длинная цилиндрическая оболочка:
а—оболочка, нагруженная распределенным по круговому сечению усилием Р, б—сечение
оболочки, е — температурный перепад
где AT(t) = Tb(t)-Ttt(t); АТ
AT=AT+-AT'
= rjb;
Tb(t) — температура на наружной поверхности, Ta(t) — темпера-
температура на внутренней поверхности; г — текущий радиус; Ъ—на-
Ъ—наружный радиус; а — внутренний радиус.
Параметры нагружения:
rn = a?A77[2(l-n)aJ; f=p*/(Js.
На рис. П4.29 приведены диаграммы приспособляемости для
сферического толстостенного сосуда для ряда значений к.
7.11. Круглая свободно опертая пластинка (рис. П4.30)
нагружена равномерно распределенным давлением и темпера-
температурным полем:
*; T(t, z)=ro
где O^T^t)^^; min To ^ To(?) ^max To.
Параметры нагружения:
f=p*R2/Fv/i2); ta = uE
Рис. П4.22. Диаграммы приспособляемости дая
длинной цилиндрической оболочки, нагружен-
нагруженной распределенным по круговому сечению
усилием и перепадом температуры по толщине
стенки:
1 — знакопеременное течение, 2 — прогрессирующее
формоизменение при условии текучести: max(|m"l +
+ 2fn/3; |«°| + !m°|/2+fn/2)= 1, 3—прогрессирующее
формоизменение при условии текучести max(|m°j +
+ 2/„/3; |и"|-К„/2) = 1 (Решение задачи о прогресси-
прогрессирующем формоизменении при условии текучести по
теории максимальных касательных напряжений нахо-
находится между линиями 2 и 3)
12-629
0/5
0,50
V
\
\
г-
г
\
\
\
Л

0,25 0,50
0,75 f
353

P(ti
a:
Щ
Щ
S)
Рис. П4.23. Замкнутая сферическая оболочка:
а—оболочка, нагруженная внутренним давлением; б—сечение оболочки; в—температур-
в—температурный перепад
1'
\
Л
V
\
0,25 QJ50 0,75 f
Рис. П4.24. Диаграммы приспособляемости для
замкнутой сферической оболочки:
/—знакопеременное течение прн p(t)=const; 2—зна-
2—знакопеременное течение при произвольной программе
нагружения; 3—прогрессирующее формоизменение
прн р (г)=const
Рис. П4.25. Опертая сферическая оболочка:
а—оболочка, нагруженная внутренним давлением;
6—сечение оболочки, в — температурное поле
Г.
5)
На рис. П4.31 приведены диаграммы приспособляемости для
круглой свободно опертой пластинки, нагруженной равномерно
распределенным давлением и температурным полем.
7.12. Круглая свободно опертая пластинка (рис. П4.32)
нагружена попеременно распределенным давлением и изгибаю-
изгибающим моментом:
354

0,75
0,50
0,25
2'
if=900/k
so0/
45° '
\
Рис. П4.27. Защемленная сферическая
оболочка
0,25 0,50 0,75 1,00
Рис. П4.26. Диаграммы приспособляемости для опертой сферической оболочки
B/г/Л=1/20):
1—верхняя оценка условия прогрессирующего формоизменения, 2—нижняя оценка
условия прогрессирующего формоизменения
0,75
0,50
0,15
\
30°
\
\
1
1
\
V
\
<
\
X
<^°
0,50 0,75 1,00 1,25
)
h
0,75
0,50
0,15
0
f 0,50 0,75 . 1,00
Z ^o
BO'-
90°
L /
%
f=>t50
/30°
\
\
f
Рис. П4.28. Диаграммы приспособляемости для защемленной сферической
оболочки при 2/г/Л=1/20 (а) и 2/г/Л=1/40 F): 1—верхняя оценка условия
прогрессирующего формоизменения; 2—нижняя оценка
Параметры нагружения:
f=p*R2/Fosh2); m = MI(ush2).
На рис. П4.33 приведена диаграмма приспособляемости для
круглой свободно опертой пластинки, нагруженной попере-
попеременно распределенным давлением и изгибающим моментом.
7.13. Круглая пластинка, защемленная по краю, нагружена
равномерно распределенным давлением и температурным по-
полем (рис. П4.34). Давление изменяется в следующих преде-
пределах: O^p(t)^p*\ параметр нагружения по давлению /=
*К2/(П\1б/2)
355

п /
1,5 ¦
1,0 -
0,5 ¦
^0,3
0,8
"Ж
1 ЖМ 0,5
1\\М
о,ч
\~Vfi,
W\\ Y
\\Щ \
4
Т
ш
111/
иг
J
I \
1 У
л
\
\-.
\
0,2
L
Л
\
\
\
О
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 f
Рис. П4.29. Диаграммы приспособляемости для сферического толстостенного
сосуда при р=const:
/ — знакопеременное течение; 2—прогрессирующее формоизменение
Рис. П4.30. Круглая свободно опертая пла-
пластина, нагруженная равномерно распределен-
распределенным давлением (опоры не препятствуют
радиальным перемещениям)
/77~! />1/
0,75
0,50
0,2S
О
\
\
Л
0,25 0,50 H7S f
Рис. П4.31. Диаграммы приспособляемости для
круглой свободно опертой пластинки, нагружен-
нагруженной равномерно распределенным давлением
и температурным полем:
/ — знакопеременное течение при произвольной про-
15
грамме нагружения' —/+(„ = 1; 2—знакопеременное
16
течение при р (г)=const, г„=1; 3 — прогрессирующее
формоизменение при р (г) = const, /+—г„=1
12
На рис. П4.35 и П4.36 приведены диаграммы приспособляе-
приспособляемости для круглой пластинки, защемленной по краю, для
следующих температурных полей:
356

Рис. П4.32. Круглая свободно опертая пла-
пластинка, нагруженная попеременно распре-
распределенным давлением и изгибающим мо-
моментом
P(t)
г\
Рис. П4.33. Диаграмма приспособляемости для
круглой свободно опертой пластинки, нагружен-
нагруженной попеременно распределенным давлением
и изгибающим моментом:
/—«мгновенное» пластическое разрушение т = \; 2—
«мгновенное» пластическое разрушение /= 1, 3—про-
1
грессирувдщее формоизменение т(\— х)+-/E-х2)х=
4
1
= 1, х2=-E-4т/)
Рис. П4.34. Круглая пластинка, защемленная
по краю
OJS
0,25
>
г-
Ци*)=ЧЪ+\'
min То ^ То (г) ^ max То; параметр те-
мпературы	t = аЕТ1 / [2 х
()] (рис.П4.35);
Ц2! 0,50 0.7S f
р т
2 \
параметр температуры tn = 2aETl/[3(l-\i)as]
(рис. П4.36).
7.14. Свободно опертая круглая пластинка (рис. П4.37)
нагружена усилием Р=const, распределенным по кольцу, и тем-
температурным полем.
Параметры нагружения:
f=Pa/(ash2); t^oLETJa..
На рис. П4.38, П4.39 приведены диаграммы приспособляе-
приспособляемости для свободно опертой круглой пластинки с распределен-
распределенным по кольцу усилием для следующих температурных полей:
(рис. П4.38)
357

t,
ops
OfiO
0,2S
0
\
л
X
\
N
\
W
0,25 0,50 0,75 f
0,50
0,25
0
\
2
4
\
s
\,
л
Рис. П4.35. Диаграммы приспособляемости для
круглой пластинки, защемленной по краю, при
1 — знакопеременное течение при произвольной про-
программе нагруження 1,055/+гп = 1, 2—знакоперемен-
2—знакопеременное течение прн р * = const, г„ = 1; 3 — прогрессирующее
формоизменение при p(r) = const, —0^гп^0,75,
8
/=0,533х2; Зх2-21пх-5 —г„,
/= 1,066 A--г„
Рис. П4.36. Диаграммы приспособляемости для
круглой пластинки, защемленной по краю, при
0,25 0J50 Ц75 f
1
/7/77777 '
1
a
^ r
const
/777''
R
1 — знакопеременное течение при произвольной про-
программе нагружения 1,055/+гп=1, 2—знакоперемен-
2—знакопеременное течение прн р (г) = const, г =1, 3—прогресси-
3—прогрессирующее формоизменение при pm = const, /=0,535x2;
Зх2-21пх-5=-2(„
Рис. П4.37. Свободно опертая круглая
пластинка с распределенным по кольцу
усилием
T(t,r)=T0(t)+Tx(t)
Здесь при a
при
R-a
(рис. П4.39);
7.15. Свободно опертая круглая пластинка со ступенчатым
изменением толщины (рис. П4.40) нагружена сосредоточенной
силой Р* и температурным полем:
Р* = const; T(t)=T0(t) при
T(t,r)=T0(t)+Tx(t)^ при
Здесь -Г^Г^^Г,; min Го^
358

k-O,S
/i-0,05
k-0,3
\
\
0,25 0,50 0,75 f
Рис. П4.38. Диаграммы
приспособляемости для
свободно опертой круг-
круглой пластинки с распре-
распределенным по кольцу уси-
усилием при T(t,r)=T0U)+
+ Г1(/)(г-а)/(Л-4
/ — знакопеременное течение;
2—прогрессирующее формо-
формоизменение
0,50 0,75 f
Рис. П4.39. Диаграммы
приспособляемости для
свободно опертой круг-
круглой пластинки с распре-
распределенным по кольцу уси-
усилием при Tit, r)=TQu}+
+ T(!)[{\)/(R)?
I — знакопеременное течение;
2—прогрессирующее формо-
формоизменение
Параметры нагружения:
f=p*/Bnojt2); tn = t*/t0,
где t* = aET1l[3(l-k)o,'\; to= 1,015; k=a/R.
Условие знакопеременного течения:
max[|cp(p)|,
при
при
Здесь Р=1;^;
Условие прогрессирующего формоизменения:
при х(к)<\;
/=
\-к
1-1
при х{к)>\.
359

//////
\
, 0
Z\
а
г
/г _
Г/
Г/
V
\
\
\
\
Рис. П4.40. Свободно опертая круглая
пластинка со ступенчатым изменением
толщины
Рис. П4 41. Диаграммы приспособляе-
приспособляемости для свободно опертой круглой
пластинки со ступенчатым изменением
толщины, нагруженной сосредоточен-
сосредоточенной силой.
/ — знакопеременное течение для А. = 0,25.
Ь=\, 2 — знакопеременное течение для
? = 0,25, Ь~*0, 3—прогрессирующее формо-
формоизменение дпя 4 = 0.25, Ь—\, 4—прогрес-
4—прогрессирующее формоизменение для к = 0,25,
Ь->0, 5 — прогрессирующее формоизмене-
формоизменение для к = 0,25. й=2/3
О 0,2 0,4 0,6
1,0 1,2 f
Здесь х(к) — -
*A-/*|Ф(*)|)
На рис. П4.41 приведены диаграммы приспособляемости для
свободно опертой круглой пластинки со ступенчатым измене-
изменением толщины, нагруженной сосредоточенной силой.
7.16. Для цилиндрических труб, нагруженных внутренним
давлением (или осевой силой) без изгиба при циклических
изменениях температуры, равномерно распределенной вдоль
оси трубы и изменяющейся по толщине, условия начала
формоизменения (допуск 2 10~4%) и деформации, накапливае-
накапливаемые за цикл, могут быть определены в диапазоне рабочих
температур до 925 К F50 С) при oRK/Rft^4 из рис. П4.42
в зависимости от am/i??0 2. Здесь Rjt—предел ползучести при
/ = 2 105 ч и накопленной пластической деформации 0,2%; стДА--
размах температурных напряжений; am — напряжения от
давления.
8. МЕТОД ОПРЕДЕЛЕНИЯ ЗНАЧЕНИЯ НЕОБРАТИМОГО
ФОРМОИЗМЕНЕНИЯ В УСЛОВИЯХ НЕЙТРОННОГО ОБЛУЧЕНИЯ
распространяется на детали, перечисленные
8.1.	Метод
в п. 5.8.
8.2.	При оценке составляющей значения необратимого
формоизменения от действия нейтронного излучения не учиты-
360

вается различие интегральных доз облучения по сечению
детали.
8.3. Необратимое накопленное изменение размеров А/ при
флюенсе нейтронов Fn не должно превышать допускаемые
необратимое изменение размеров [А/] и флюенс нейтронов [Fn],
определяемые приближенно в интервале рабочих температур
623 —923 К C50—650° С) по эмпирической формуле
где Т=Ттах, С; ур — характеристика распухания материала при
облучении нейтронами с энергией более 0,1 МэВ (см.
габл. П4.1); (аI — наибольшее приведенное напряжение от
механической нагрузки [(CT)i<CTs]> МПа (кгс/мм ); а1 = 0,024
1/МПа @,24 мм2/кгс).
8.4.	Осевое формоизменение при нейтронном облучении
деталей при стационарных осевых температурных градиентах
определяется путем линейного суммирования.
8.5.	При определении значения необратимого формоизмене-
формоизменения в условиях совместного или раздельного действия тепло-
смен, механической нагрузки и нейтронного излучения измене-
изменения размеров линейно суммируются.
9. ПРИМЕР РАСЧЕТА ВЕРХНЕЙ И НИЖНЕЙ ОЦЕНОК
ПАРАМЕТРОВ ПРЕДЕЛЬНОГО ЦИКЛА
9.1.	Данный пример иллюстрирует порядок расчета верхней
и нижней оценок параметров предельного цикла с помощью
общих методов теории приспособляемости. Характеристики
конструкции и условия нагружения выбраны условно с целью
наиболее отчетливого изложения этапов расчета. Особенности
решений при более сложных условиях нагружения рассматри-
рассматриваются в конце каждого этапа.
9.2.	Рассчитываем цилиндрическую оболочку, закрепленную
по краям так, как показано на рис. П4.43. К такой схеме
приводится, в частности, расчет оболочки, имеющей на концах
достаточно жесткие фланцы, температура которых равна
температуре средней поверхности оболочки. Длина оболочки /,
радиус R и толщина 2/г заданы. Оболочка подвергается
действию постоянного внутреннего давления р и температуры
T(t), изменяющейся по линейному закону по толщине оболочки
в каждый момент времени г.
361

Здесь T0(t)—температура срединной поверхности; T2(t)—раз-
T2(t)—разность температур внутренней и наружной поверхности оболочки.
Цель расчета—определение верхней и нижней оценок пара-
параметров предельного цикла и последующее сопоставление их
\
922
K(S5
873
< (№%)
I
Al/
1=92%
\
\
\
323
8731
41
F0
У
\
\
п)
2%
\
0 0,2 0,4 0,S <SmftTOtZ 0 0? 0,4 0S6m/H^ 0 0,2 0,4
а)	5)	"
\
\
\
1?00'
\
\
\
\
423Y
{S50
V
\
0,21
N
ч
N
о цг о,ч 0,6 of ift г,г 1,ч
\
а,
¦ т=,
\
173К
N
V
Ч
[600
\
•с)
У"
s
/
—.

ч.
s
\
Й?КF5О"С)
О 0,2 0.4 0,6 0,8 1,0
о цг о,* ofi us ув иг ич
362

с заданными параметрами рабочего цикла в соответствии
с разд. 5.4.
9.3. При выполнении расчета свойства материала оболочки
(модуль упругости Е, температурный коэффициент линейного
расширения а, коэффициент Пуассона ц. и предельные напряже-
напряжения ст5) определяются в соответствии с разд. 6.3, 3.1 и 3.2 так
же, как это было сделано в предыдущем примере. Числовые
данные здесь не приводятся, поскольку в приведенном ниже
примере расчета принимается, что величина ст5 является
постоянной и расчет верхней и нижней оценок ведется в общем
виде без использования конкретных числовых значений. Измене-
Изменения в методике расчета при численном задании переменной
величины ст5 указываются в конце каждого этапа расчета.
Условные упругие напряжения от неравномерного нагрева
\
\
\
\
'i=i
i
'%
\
г"
\
TSO'
'%
Я'/о
)
—
О г 0,1 0,4 0,С Ц 1,0 7,2 SmlRTpOi.
к)
о,г
Рис. П4.42. Диаграммы равного формоизменения элементов типа труб (стерж-
(стержней) при теплосменах и механической нагрузке после 1000 циклов нагружения
длительностью до 2 105ч:
а—хромоникелевые стали после наклепа до 15%, б—хромоннкелевые дисперсионно-
твердеющие стали, в, г, д, е — хромоникелевые стали, ж,з,и,к,л — низколегированные
стали
363

Mi
M M
Рис. П4.43. Расчетная схема оболочки Рис. П4.44. Распределение приращений
радиальных перемещений оболочки
определяем по формуле
"•' "*' 2A-ц)А-
Здесь ствт, стфГ—кольцевые и осевые напряжения соответ-
соответственно; координата z отсчитывается от срединной поверхности
оболочки по нормали к ней; ось z направлена к оси оболочки,
9.4. Расчет верхней оценки условий прогрессирующего
формоизменения.
Расчет проводится в следующем порядке:
а) в соответствии с п. 5.6.8 задается распределение прираще-
приращений радиальных перемещений за цикл Aw, показанное на
рис. П4.44,
Aw = Awo2x/L
а также равные нулю приращения осевых перемещений за цикл
Аи
В соответствии со схемой, приведенной на рис. П4.44, в сечени-
сечениях А, В и С имеют место разрывы приращений осевых
перемещений за цикл Аи'^. в сечениях А и С Au^z2Awo/L;
в сечении В Au'v- -2zAa~ -z4AwojL;
б) находим с помощью условий совместности деформаций
приращения окружных и осевых деформаций за цикл Ае9, Аеф,
соответствующие заданным приращениям перемещений при
0<x<0,5L.
Для цилиндрической оболочки
. Aw . d , ,
Аг=~; Ае = — (Au) +
d1 (Aw)
dx2
364

Подставляя сюда значения приращений перемещений, получаем
в) записываем условия существования прогрессирующего
формоизменения согласно п. 5.6.5.
Для данной задачи а= 1, 6 = 0, поскольку Лео>0, Ас =0. При
.	Aw0 2x .
этом Аев+ =—-—; Аеф+=0, так как приращения окружных
пластических деформаций положительны;
А»ф+ =z °, Амф_=0 для сечений А а С при z>0;
Амф+=0, Амф_=2	 для сечений А я С при z<0;
Аи^+=0, А«ф- = — z	 для сечения В при z>0;
Амф+ = —z	-, Амф = 0 для сечения 5 при z<0.
С учетом симметрии распределения приращений пласти-
пластических деформаций и постоянства величин cts, ст97. и стфТ по
длине оболочки условие существования прогрессирующего
формоизменения, приведенное в п. 5.6.5, принимает вид
^wo2x Г . .	(u 2Aw0 ,
~ — dz+ mm^-cr^z-—-dz+
R L J t	L
2Ан>0
L/2
365

Индексы А и В указывают, что соответствующие величины
относятся к сечениям А и В (см. рис. П4.44).
Найдем минимальные за время цикла значения подынтеграль-
подынтегральных выражений левой части этого неравенства. Учитывая, что
crs = const>0, x>0, Awo>0,
t
а значения условных упругих напряжений utf\ a^ определяются
в соответствии с выражениями, приведенными в разд. 9.3 и 9.2,
получаем:
а) при —
Отметим, что при z>0 минимум достигается, если T2(t) =
=-Т„ а при z<0 —если T2{t)=-T^;
2	2
б) при
mm {asA - <)) z = asz~
^ ,
в) при —)
он достигается, если T2(t)= — -Т^;
для Г2(;)=-1
г) при
.^u wsB ^,рЯд ^;J Uj. 4A __.
для ^(^^Г^
д) при — h^z^O
min [(ст5в - aU) (~ z)] = - <V - 777-^
r	v	4A-f
366

Подставляя полученные значения в неравенство (П4.1),
получаем после интегрирования условие существования прогрес-
прогрессирующего формоизменения в виде
pR	*ЕАТ, МЛ Г *ЕАТ
, 1
^1
{ }
Отметим, что в общем случае, когда величина ст5 изменяется
в течение цикла в зависимости от температуры (и является
переменной по объему оболочки), а температурное поле
оболочки нелинейное и задано численно, последовательность
расчета отличается от приведенной выше тем, что интегриро-
интегрирование в неравенстве (П4.1) проводится для всей длины оболочки
(симметрия отсутствует), а минимальные значения подынтег-
подынтегральных выражений находятся численно из сопоставления
соответствующих величин, полученных для ряда моментов
времени.
Полученный результат является верхней оценкой параметров
предельного цикла: он определяет условия реализации в пре-
предельном цикле поля приращений перемещений, изображенного
на рис П4.44.
9.5. Расчет нижней оценки условий прогрессирующего
формоизменения.
В соответствии с п. 5.6.2 приспособляемость оболочки
обеспечена, если можно задать не зависящие от времени
напряжения ст°, ст°, удовлетворяющие:
а)	условиям равновесия
^г+4^-/>=0; К = 0;	(П4.3)
их К
М° = ] a°zdz; N2= J oUz; K= J v%dz (П4.4)
-h	-h	-h
(положительные направления усилий показаны на рис. П4.45);
б)	неравенству п. 5.6.2, которое с учетом п. 5.6.3 примени-
применительно к данной задаче имеет следующий вид:
max (— cts — ст^е)) < ст° < min (cts — и(ве));
max (- ст, - ст<Г >) < ст° < mm (ст, - a<f»);
max [- ст, -(a^ - ^)] < as° - аф° <min [ст. -(ст^ - ст<,е))]-
Подставляя в эту систему значения условных упругих
напряжений (разд. 9.3) и учитывая пределы изменения темпера-
температуры (разд. 9.2), получаем при cts = const
367

-as^ctf-a°^a,.	(П4.7)
Для получения нижней оценки условий приспособляемости
следует задаться значениями напряжений 09, ст° так, чтобы
выполнялись неравенства (П4.5) — (П4.7) и найти из условий
(П4.3), (П4.4) соответствующее значение р. Для задания
напряжений а$, ст° могут быть использованы введенные ранее
(при расчете верхней оценки условий прогрессирующего формо-
формоизменения) предположения о распределении приращений плас-
пластических деформаций (рис. П4.44):
а) в соответствии с рис. П4.44 повсюду в оболочке имеет
место растяжение в окружном направлении, поэтому можно
предположить, что окружные напряжения а§ всюду достигают
предельных (верхних) значений, определяемых неравенствами
(П4.5), т. е.
(это распределение напряжений иллюстрирует рис. П4.46, а);
б) симметричному распределению приращений перемещений,
показанному на рис. П4.44, отвечает предположение о равенстве
изгибающих моментов при х = 0, x — L:
в) предположим, что осевые напряжения о^ распределяются
по толщине оболочки по линейному закону (рис. П4.46, б, в):
Величины Ор могут быть разными в разных сечениях оболочки.
Их численные значения пока не задаются. В ходе дальнейшего
расчета отыскиваются такие значения а*, при которых величина
р принимает наибольшее значение при выполнении условий
(П4.3) — (П4.7). Отметим, что предполагаемый закон распреде-
распределения напряжений не связан непосредственно с распределением
приращений перемещений, изображенным на рис. П4.44;
г) преобразуем систему ограничений (П4.3) — (П4.7) с учетом
предположений а), б) и в). Подставляя предполагаемые значе-
значения напряжений в выражения (П4.4), получаем
368

Рис. П4.45 Положительные
направления усилий
Рис. П4.46. Предполагаемое распределение на-
напряжений
Подставляем полученные значения усилий в уравнение равно-
равновесия (П4.3). После двукратного интегрирования с учетом
предполагаемого равенства изгибающих моментов при х = 0
и x = L это уравнение принимает вид
a(p/! /;(xxL)^^l^T:^J(xxL)+a4)^. (П4.9)
Неравенства (П4.5) выполняются повсюду в оболочке
в соответствии с предположением а). Для выполнения нера-
неравенств (П4.6), (П4.7) во всех точках любого поперечного сечения
оболочки достаточно, чтобы они выполнялись при z = h и z= —h
(поскольку с учетом предполагаемых распределений напряжений
а* и сто левая и правая части каждого из этих неравенств
содержат линейные функции координаты z и кроме того ст° = О
при z = 0). При этом условия (П4.6) принимают следующий вид:
а условия (П4.7)-
5 '4A-,)^
такой вид:
аЕ1\
4A -
(П4.10)
при z — h и z= —h.
Это неравенство преобразуется с учетом соотношений
аф = стФ при z~h и стф=—стф при z= —h
к следующему:
4A-ц)	4A —ц)
д) для выполнения неравенств (П4.10), (П4.11) во всех
сечениях оболочки достаточно, чтобы они выполнялись там, где
369

напряжения ст* достигают экстремальных (наибольших и наи-
наименьших) значений. В соответствии с уравнением (П4.9) такие
значения могут достигаться на краях оболочки (при х = 0
и x = L; напряжения % = ct^) либо при x = 0,5L, поскольку
в этом сечении
fifo?-JLJl osh
dx~2h1{2P ~R~
при этом
3
e) из последнего уравнения находим значение давления р:
Подставляя сюда значения напряжений ^А, ст^,в, удовлетво-
удовлетворяющие неравенствам (П4.10) и (П4.11), получаем значение дав-
давления р, являющееся нижней оценкой условий приспособляемос-
приспособляемости. Наилучшая из получаемых таким путем оценок имеет вид
16/г2/	» . *. 2а'h , a.ETt
p = T-Y{maxu4l-mmuip) + ~\ 1-——
jL,	К I о f 1 — |Х1
Наибольшее значение напряжений ст*, при котором выпол-
выполняются все неравенства (П4.10) и (П4.11), равно
—г-—\, если -j-—*r<-
4A-ц)'	4A-ц) 2
а?АГ„
аЕАТ* 1
если ст.^-т	~ >-ст_.
s 4A) 2 s
ст„\, если ст.^т>
s 4A-ц)'	s 4A-ц) 2
Наименьшее значение напряжений ст*, при котором выпол-
выполняются неравенства (П4.10) и (П4.11), равно
Подставляя эти значения в уравнение (П4.12), получаем, что
приспособляемость оболочки гарантирована, если
370

pR
при a
(П4.14)
Эти результаты иллюстрируют при L2/(8i?A) = 0,6 линии
2 и 3 на рис. П4.47; верхней оценке условий прогрессирующего
формоизменения (П4.2) соответствует здесь линия 1.
Отметим, что в общем случае, когда величины as изме-
изменяются в течение цикла в зависимости от температуры,
а температурное поле оболочки нелинейное и задано численно,
последовательность расчета отличается от приведенной выше
тем, что:
а)	при получении уравнения (П4.9) из условий равнове-
равновесия (П4.3) интегрирование окружных сил N° проводится
численно;
б)	расположение сечений, в которых напряжения g*v дости-
достигают экстремальных значений, а также величины напряжений
а,, обеспечивающие выполнение ограничений—неравенств, на-
находятся подбором.
9.6. Сопоставление верхней и нижней оценок параметров
предельного цикла с параметрами рабочего цикла. Уточнение
верхней и нижней оценок.
После получения верхней и нижней оценок параметров
предельного цикла они сопоставляются с параметрами рабочего
цикла в соответствии с разд. 5.4.
Если параметры рабочего цикла выше верхней оценки
параметров предельного цикла, то приспособляемость не-
невозможна.
Если параметры рабочего цикла ниже нижней оценки
параметров предельного цикла, то конструкция приспособится
к заданным воздействиям.
Если параметры рабоче-
рабочего цикла ниже верхней, но
выше нижней оценки пара-
параметров предельного цикла
(это возможно при сущест-
существенном различии верхней
и нижней оценок), то выпо-
выполняется уточненный расчет
параметров предельного ци-
цикла.
1,0
2
ш
у
Рис. П4.47. Диаграмма приспособ-
приспособляемости оболочки
2,0
371

Рассмотрим три примера расчета, различающихся заданным
давлением в рабочем цикле при одинаковых геометрических
характеристиках оболочки [L2 / (8 Rh) = 0,6] и одинаковых темпе-
температурах (а?"АГ/[2A-ц)]=1,5). Пусть для заданных условий
работы оболочки
а) ^=0,5; Ь) ^-=1,0; с) ^=1,5.
2ash	' 2osh	2ash
Указанным значениям параметров рабочего цикла отвечают
точки А, В и С на рис. П4.47. В соответствии с условием (П4.2)
приспособляемость для рассматриваемого случая невозможна,
если
^1,46.
2ash
Следовательно, при pRjB<jsh)=l,5 приспособляемость не-
невозможна.
В соответствии с условием A4) разд. 9.5 приспособляемость
обеспечена, если pR/{2ash)<0,9. Следовательно, при pR/Bosh) =
= 0,5 оболочка приспособится к заданным воздействиям.
Наконец, при pR/Bash) = 1 полученные верхняя и нижняя
оценки не позволяют ответить на вопрос о возможности
приспособляемости. Заметим, что при расчете в разд. 9.5
уточненной нижней оценки распределение окружных напряже-
напряжений принималось таким, каким оно действительно является
в предельном цикле, если изгиб отсутствует. Поэтому получен-
полученная выше нижняя оценка в пределе (при L-юо) совпадала
с верхней оценкой, но для коротких оболочек, в формоизмене-
формоизменении которых изгиб играет существенную роль, эта нижняя
оценка далека от точного решения. Чтобы получить лучшую
нижнюю оценку для коротких оболочек, зададим
В одном сечении используется только верхний либо только
нижний знак.
Решение, аналогичное рассмотренному в разд. 9.5, приводит
тогда к следующему условию приспособляемости:
pR <8А/?Г.
(ему соответствует линия 4 на рис. П4.47).
Сопоставление этого результата с верхней оценкой B)
показывает, что разница между ними убывает с уменьшением
величины L2/(SRh) и для достаточно коротких оболочек
372

становится пренебрежимо малой. Однако при
L2-06 и аЕТ* -1 5
полученная здесь нижняя оценка дает />i?/BasA)<0,83, т. е.
оказывается хуже нижней оценки, полученной в разд. 9.5.
Для улучшения нижней оценки для оболочек средней длины
следует задать ненулевые окружные напряжения <з$, обеспечи-
обеспечивающие получение больших изгибающих моментов М%, чем те,
которые были получены в разд. 9.5. Пусть, например,
где к — неизвестный множитель, который подбирается в ходе
решения так, чтобы получить наилучшую нижнюю оценку
О ^ к^0,5. Результат расчета, аналогичного рассмотренному
в разд. 9.5, иллюстрирует линия 5 на рис. П4.47 при
аЕТщ/[2{\ — ц)] = 1,5; соответствующее условие приспособляе-
приспособляемости имеет вид
Таким образом, при pR/BGsh)=l прогрессирующего формо-
формоизменения оболочки не будет.
ПРИЛОЖЕНИЕ 5
(рекомендуемое)
РАСЧЕТ ТИПОВЫХ УЗЛОВ ДЕТАЛЕЙ И КОНСТРУКЦИЙ
1. ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Настоящее приложение содержит рекомендуемые методы
определения напряжений в трубопроводах и разъемных соеди-
соединениях сосудов.
Выбор основных размеров элементов конструкции (толщин
стенок) проводят по формулам разд. 3 Норм.
Расчет выполняют для режимов эксплуатации и на основные
расчетные нагрузки, указанные в пп. 5.1.3, 5.1.4 Норм.
Формулы для расчета напряжений, приведенные в настоя-
настоящем приложении, не исключают возможности использования
для расчета конструкций более точных формул и соотношений.
373

2. ТРУБОПРОВОДЫ
2.1. УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Da — номинальный наружный диаметр поперечного сечения
трубы, мм
D —внутренний диаметр (D = Da—2s), мм
s — номинальная толщина стенки трубы, мм
г —средний радиус поперечного сечения [г=(/)„—s)/2], мм
R — радиус оси криволинейной трубы, мм
а — эллиптичность (овальность) поперечного сечения (отно-
(отношение разности максимального и минимального наруж-
наружных диаметров сечения к их полусумме), %
As — площадь поперечного сечения трубы, мм2
W — момент сопротивления изгибу поперечного сечения тру-
трубы, мм3
А, — безразмерный геометрический параметр {k=Rsfr2)
р — расчетное внутреннее давление в трубопроводе, МПа
Мх, М , — изгибающие и крутящий моменты в сечении трубопрово-
трубопроводу да, Н мм
Nz — осевая сила в сечении трубопровода от действия массо-
массовой нагрузки и самокомпенсации температурных расши-
расширений, Н
со — безразмерный параметр внутреннего давления
Е — модуль упругости материала, МПа
Кр — коэффициент податливости криволинейной трубы, учи-
учитывающий влияние внутреннего давления (отношение
податливостей на изгиб криволинейной и прямолиней-
прямолинейной труб одинакового сечения и из одинакового ма-
материала)
К*р — коэффициент податливости криволинейной трубы, учи-
учитывающий влияние внутреннего давления и сопряжения
с прямолинейными трубами
ут — коэффициент интенсификации изгибных поперечных на-
напряжений в криволинейной трубе
Рш — коэффициент интенсификации изгибных продольных на-
напряжений в криволинейной трубе
— продольные напряжения, возникающие под действием
Czmjv(s) изгибающего момента и осевой силы, МПа
CTj, — окружное (тангенциальное) напряжение в стенке трубы,
МПа
ст2 — осевое (продольное) напряжение в стенке трубы, МПа
аг — радиальное напряжение в стенке трубы, МПа
х — напряжение кручения, МПа
стгр> Ого> — температурные напряжения, МПа
<у*г
(стJ, {<5)RK, — приведенные напряжения, МПа
(<TaF)K,(cr)n
374

[ст] — номинальное допускаемое напряжение, МПа
(pw — коэффициент снижения прочности сварного шва
аа — коэффициент концентрации тангенциальных напряжений
Кт — коэффициент местных изгибных напряжений в трубе от
воздействия штуцера.
2.2. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
2.2.1.	Данный раздел распространяется на расчет низкотем-
низкотемпературных и высокотемпературных трубопроводов АЭС.
К классу низкотемпературных трубопроводов относятся трубо-
трубопроводы из углеродистых, легированных, кремнемарганцо-
вистых и высокохромистых сталей, из сталей аустенитного
класса, жаропрочных хромомолибденованадиевых сталей, желе-
зоникелевых сплавов и циркониевых сплавов с расчетной
температурой не более Tt. К классу высокотемпературных
трубопроводов относятся трубопроводы с более высокой
расчетной температурой, превышающей температуру Tt
(п. 3.2 Норм).
2.2.2.	При определении приведенных напряжений различных
категорий следует учитывать нагрузки согласно пп. 5.1.3 Норм.
2.2.3.	Внутренние усилия в трубопроводе определя-
определяют с учетом всех влияющих факторов, в том числе с уче-
учетом сил трения, возникающих в опорах скольжения, а так-
также от отклонения подвесок от вертикального положе-
положения.
2.2.4.	Наличие двух знаков (плюс, минус) перед слагаемым
в приводимых формулах означает, что расчет приведенных
напряжений с использованием данной формулы выполняют как
при принятии знака плюс, так и при принятии знака минус. Для
оценки прочности берется большее значение приведенного
напряжения.
2.2.5.	Пониженную жесткость криволинейного отрезка
на изгиб учитывают в расчете введением для него коэффи-
коэффициента податливости. Последний учитывает деформирование
(сплющивание) поперечного сечения и определяется согласно
разд. 2.5.
2.2.6.	Допускается определять напряжения в криволинейной
трубе по методике разд. 2.8.
2.2.7.	Допускается определять напряжения в тройниковом
соединении по методике разд. 2.9.
2.3. НИЗКОТЕМПЕРАТУРНЫЕ ТРУБОПРОВОДЫ
2.3.1. Определение напряжений (оJ.
2.3.1.1. Для прямолинейных и криволинейных труб состав-
составляющие напряженного состояния определяют по формулам
375

где
Щз-с)
p[Da-2(s-c)f
где	Gz»=-7T~	—'
Значение коэффициента снижения прочности ф принимают
согласно п. 4.3 Норм.
Сила Nz считается положительной, если вызывает растяже-
растяжение трубы.
2.3.1.2. Для криволинейных труб, геометрический параметр
X которых удовлетворяет условию Х<1,4, дополнительно
к определению приведенного напряжения (аJ при использова-
использовании формул п. 2.3.1.1 вычисляют приведенное напряжение по
формуле
Величины п и \|/ определяют по табл. П5.1 и П5.2, применяя
способ линейной интерполяции.
2.3.1.3. Для тройникового узла напряжение (аJ вычисляют
для трех сечений: А—А, Б—Б, В—В (рис. П5.1). Ниже
приведены формулы для подсчета составляющих напряженного
состояния:
Таблица
1,0
0
П5.1.
0.98
0,2
Значения коэффициента
0,94
0,4
0,88
0,6
0,79
0,8
0,68
1,0
V
0,50
1,2
0,30
1,4
0,10
1,6
376
Таблица П5.2. Значения коэффициента Я
п
X
18
0
10
0,05
6
0,1
3
0,2
2
0,3
1,7
0,4
1,0
0,9
0,65
1,6

Рис. П5.2. Силовые факторы в
поперечном сечении тройникового
узла
Рис. П5.1. Тройниковый узел (труба со штуцерами)
для сечений А—А и В—В
для сечения Б—Б
Напряжения т, стф„, azp, ar в указанных сечениях определяют
по формулам п. 2.3.1.1. Продольное напряжение в трубе
определяют по формуле
0 Мх sin Ф — Му cos Ф N.
Силовые факторы Мх, Му, Nz считаются положительными,
если направлены так, как показано на рис. П5.2. Угол Ф опреде-
определяет положение штуцера (рис. П5.1).
Продольное напряжение в штуцере вычисляют по формуле
где входящие в формулу величины относятся к сечению
штуцера в месте стыковки с трубой.
377

Коэффициент местных напряжений Ки(8) определяют соглас-
согласно разд. 2.7.
2.3.2. Определение напряжения (а)як.
2.3.2.1. Для прямолинейных и криволинейных труб с Х^ 1,4
определяют составляющие напряженного состояния для наруж-
наружной поверхности по формулам
сг, , = 2а,
= MzjBW).
2.3.2.2. Для криволинейных труб с Х<1,4 определяют
напряжение (ст)яК по следующим четырем формулам:
Для оценки прочности берется большее из четырех значений.
Коэффициенты уш и рш определяют по разд. 2.6. Напряжения
azp и cfyp определяют по формулам п. 2.3.1.1. Коэффициент
В вычисляют по формуле
2.3.2.3. Для тройникового узла производят расчет напряже-
напряжений по формулам:
для сечений А—А и 2?—В (рис. П5.1)
oz = gzMN ± gzMN (s) Ки
для сечения Б—Б
ф р + GzMN (s)
Радиальное напряжение принимают аг = 0. Величины а+р,
стгР, ctzmw» o?miv(s), t подсчитывают по тем же формулам, что
и в п. 2.3.1.3, но при ф = 1. Определение KMs) — см. разд. 2.7.
378

Коэффициент концентрации тангенциальных напряжений на
кромке отверстия ао определяют по формуле
2.3.2.4. В местах сопряжения элементов с различными
толщинами стенок или с неодинаковыми теплофизическими
характеристиками учитывают размахи общих температурных
напряжений, обусловленных осевым перепадом температуры
(напряжение (а) го)-
Напряжение (с)г0 определяют по формуле
s/2
s/2
a(y)T{y)dy
-s/2
где у — расстояние от середины стенки по нормали; Т(у) —
температура стенки;_а(у) — коэффициент линейного расширения
материала стенки; Е—средний по толщине модуль упругости.
Индексы I и II используются для обозначения сопрягаемых
элементов.
Толщину стенки следует принимать максимальной в преде-
пределах расстояния y/Ds от сечения, разделяющего элементы I и И.
Значение коэффициента / определяют линейным интерполирова-
интерполированием по следующим значениям табл. П5.3.
2.3.2.5. Размах напряжений (o)RK определяют суммиро-
суммированием:
И як = И як + Иго,
где (а) як—размах приведенного напряжения, вычисленный без
учета температурных составляющих от неравномерности темпе-
температурного поля в стенке.
2.3.3. Определение напряжений (<JaF) к.
2.3.3.1 Для прямолинейных и криволинейных труб с Х>1,0
определяют составляющие напряженного состояния (амплитуд-
(амплитудные значения) по формулам
Si/sa
f
Таблица
0
1,80
115 3
0,2
1,35
i
мнения
0,4
0,71
коэффициентов
0,6
0,35
f
0,8
0,15
1,0
0
379

= Mz/DW); ar =
Формулу для определения стгр—см. п. 2.3.1.1.
2.3.3.2. Для криволинейных труб вычисляют напряжение
f)k по формулам
Для оценки прочности берут большее из четырех значений.
Величину Мэ определяют по формуле
Мэ=—р1?	-—,
F r s 100'
где ^—коэффициент, учитывающий отличие действшельной
формы искажения поперечного сечения от идеально эллиптиче-
эллиптической. Следует принимать ? = 2,0.
¦ Положительное направление изгибающих моментов указано
на рис. П5.3.
Коэффициенты ут и рт определяют по разд. 2.6. Напряжения
aZp, а+р подсчитывают по формулам п. 2.3.1.1. Коэффициент
В определяют по п. 2.3.2.2.
2.3.3.3. Для тройникового узла определяют составляющие
напряженного состояния (амплитудные значения) по следую-
следующим формулам:
для сечений А — А и В—В (см. рис. П5.1)
для сечений Б—Б
380

Рис. П5 3 Положительные направле-
направления изгибающих моментов в сечении
криволинейной трубы
Напряжение кручения т
определяют по формуле У
п. 2.3.1.1, но с уменьшением
в 2 раза. Радиальное напряже-
напряжение стг = 0. Величины <з^р, azp,
GzMNi GzMN(s)-> ^n(s)i &¦<; ОПрв-
деляют таким же образом, как
требуется согласно п. 2.3.2.3.
2.3.3.4.	Определяют размах
полного максимального тем-
температурного напряжения от
перепада температуры по толщине стенки [напряжение (а)т ]
и напряжение (ст)то от осевого перепада температуры. Вычисле-
Вычисление (<з)т производят по аналитической или численной методике,
а вычисление (а) то — по формуле п. 2.3.2.4.
2.3.3.5.	Напряжение (aaF)K для цикла нагружения каждого
вида допускается определять суммированием по формуле
где (<зар)к—амплитуда приведенного напряжения, вычисленная
без учета температурных составляющих от неравномерности
температурного поля в стенке.
2.3.4. Критерии прочности.
Проверку прочности по категориям напряжений (стJ,
(<з) rk проводят по разд. 5.4 Норм. Проверку прочнос-
прочности по категориям напряжений (aaF)K производят по разд. 5.6
Норм.
2.4. ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНЫЕ ТРУБОПРОВОДЫ
2.4.1. Определение напряжений (стJ, (o)RK, (oaF)K.
2.4.1.1. При определении приведенного напряжения (стJ
осевое напряжение ctz вычисляют с учетом коэффициента
снижения прочности поперечного сварного шва по формуле
A	v
где коэффициент снижения прочности cpw определяют согласно
указаниям п. 4.3.3 Норм.
381

В остальном приведенные напряжения (ст)г, (стяр)к опреде-
определяют по тем же формулам, которые используют в расчете
низкотемпературного трубопровода (см. пп. 2.3.1, 2.3.2, 2.3.3).
2.4.2. Определение напряжения (ст)«к.
2.4.2.1.	Дополнительно к указанным приведенным напряже-
напряжениям определяют приведенное напряжение (ст)кк, служащее для
оценки длительной статической прочности с учетом местных напря-
напряжений и действия всех нагрузок (давление, массовая нагрузка, ком-
компенсация) на стационарном рабочем режиме. При этом составля-
составляющие напряженного состояния от компенсации температурных
расширений разрешается определять с учетом постепенного
уменьшения (релаксации) во времени вследствие ползучести.
2.4.2.2.	Составляющие напряженного состояния для прямо-
прямолинейных труб и криволинейных труб с А, ^ 1,0 определяют по
формулам п. 2.3.1.1.
2.4.2.3.	Для криволинейных труб (при любом значении X)
вычисляют напряжение (g)rK по следующим формулам:
где Мэ=-ХэР1У--ш
Значение %э определяют линейным интерполированием по
данным табл. П5.4.
Таблица П5.4. Значения коэффициента /:)
Сталь
Углеродистая и крем-
немарганцовистая
Хромомолибденовая и
хромомолибденова-
надиевая
Аустенитного класса
360
0,4
0,5
-
450
0,35
0,45
0,55
Температура
500
—
0,4
0,5
550
0,35
0,4
QC
600
—
0,2
0,35
650
—
0,3
700
—
0,2
382

Рис. П5.4. Криволинейная труба
Напряжения azp и а^р определяют по формуле п. 2.3.1.1,
коэффициенты ут, рт—по разд. 2.6.
2.4.2.4. Для тройникового узла определяют составляющие
напряженного состояния по формулам:
для сечений А—А и В—В (рис. П5.1)
для сечения Б—Б
Величины azp, a^p, azMN, a°MJV(S), т определяют таким же
образом, как требуется согласно п. 2.3.2.1. Величину ^иE) вычис-
вычисляют согласно разд. 2.7.
2.4.3. Критерии прочности.
2.4.3.1. Проверку прочности по категориям напряжений (стJ
и (®) rk проводят по разд. 5.4 Норм, а по категории (oaF)K —
по разд. 5.6 Норм.
2.5. ОПРЕДЕЛЕНИЕ КОЭФФИЦИЕНТА ПОДАТЛИВОСТИ
КРИВОЛИНЕЙНОЙ ТРУБЫ
2.5.1.	Коэффициент податливости криволинейной трубы
(рис. П5.4) вычисляют как произведение коэффициента податли-
податливости Кр, определяемого без учета стесненности деформации ее
концов от влияния примыкающих труб, на коэффициент ?,
учитывающий эту стесненность деформации, т. е.
К*р = С,КР.
2.5.2.	Коэффициент податливости Кр определяют по фор-
формуле
Я„ = 1 + 1,125/6.
Величину b вычисляют по следующим формулам:
383

Таблица П5 5 Зна
X
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,65
2
0,0
0,12
0,24
0,37
0.49
0,60
0,73
0,85
1,00
0
R
4
0,0
0,12
0,24
0,37
0,49
0,60
0,73
0,85
1,00
6
0,0
0,12
0 24
0,37
0,49
0,60
0,73
0,85
1,00
8
0,0
0,12
0,24
0,37
0,49
0,60
0,73
0,85
1,00
Угол между (
30
онцевыми
R/r
2
0,12
0,27
0,43
0,55
0,63
0.72
0,80
0,89
1,00
4
0,18
0,34
0,48
0,59
0,66
0,74
0,82
0,90
1,00
6
0,24
0,39
0,52
0,61
0,68
0,75
0,83
0,91
1,00
8
0,28
0,42
0,54
0,62
0,69
0,76
0,84
0,91
1,00
1,0100+ 1633
й3 = 1,
аА = 1,0625 + 37,5Х2 +15,00ш -
6 = 0,1250+1,5Х2 + 3,00ю-
(Х2197 _
а2
0,1914
аз
0,09766
а4
Параметры А, и ш вычисляют по формулам
1 ^ «01,82.
г	Е sr
2.5.3. Коэффициент ? определяют способом линейной интер-
интерполяции по данным табл. П5.5.
2.6. ОПРЕДЕЛЕНИЕ КОЭФФИЦИЕНТОВ ИНТЕНСИФИКАЦИИ НАПРЯЖЕНИЙ
ДЛЯ КРИВОЛИНЕЙНОЙ ТРУБЫ
2.6.1. Коэффициенты	интенсификации
ут и рш определяют по формулам
напряжений
384
Al2(\~i2);

чения коэффициента
сечениями
трубы, град
60
R/r
2
0,25
0,43
0,62
0,73
0,77
0,83
0,88
0,93
1,00
4
0,37
0,56
0,73
0,81
0,84
0,88
0,91
0,95
1,00
6
0,47
0,66
0,80
0,85
0.88
0,91
0,94
0,96
1,00
8
0,55
0,73
0,84
0,88
0,90
0,93
0,95
0,96
1,00
90
R/r
2
0,42
0,60
0,77
0,82
0,85
0,89
0,92
0,96
1,00
4
0,58
0,78
0,88
0,90
0,92
0,94
0,95
0,97
1,00
6
0,65
0,84
0,91
0,94
0,93
0,96
0,97
0,98
1,00
8
0,70
0,88
0,93
0,95
0,94
0,96
0,97
0,98
1,00
где А22-~--
Л	0'4812
А
10
= 2,4,
0,3125
0,4375
0,4687
Величины Кр, аг, а2, а3, а4, b определяют формулами разд. 2.5.
2.7. ОПРЕДЕЛЕНИЕ КОЭФФИЦИЕНТА МЕСТНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ ИЗГИБА
ДЛЯ ТРОЙНИКОВОГО УЗЛА
2.7.1. При —^-—-<8 (рис. П5.5) коэффициент местных напря-
напряжений K№(s) вычисляют по формуле
Размер s's определяют по рис. П5.5.
2.7.2. При ^^>8
2s
Da-s
2.7.3. Если значение Кя^, подсчитанное по формуле п. 2.7.1
или 2.7.2, меньше 2, то следует принимать Кш^ — 2.
385

Рис. П5.5. Тройниковый узел
2.8. РАСЧЕТ НАПРЯЖЕНИЙ В КРИВОЛИНЕЙНОЙ ТРУБЕ
ПО УТОЧНЕННОЙ МЕТОДИКЕ
2.8.1. Труба кругового сечения.
2.8.1.1. Вычисляют нормальные напряжения от изгиба трубы
без учета деформирования поперечного сечения:
где f> = DajD. Здесь и далее индекс а обозначает наружную
поверхность. (Направление моментов см. на рис. П5.3.)
2.8.1.2. Вычисляют напряжения, вызываемые крутящим мо-
моментом, внутренним давлением и осевой силой:
xa = Mz/BW); т = тй/р;
4(Da-s+c11+c2)(s-c11-c2)'
mty s—cn — c2
Ф 4R + 2Dasm^i s—c1—c2'
2azp / 4R+ (Dg-25)
p
s-cn-c2.
Nz
где s—минимальная толщина стенки вследствие технологиче-
технологических операций; ср—см. п. 2.3.1.1; \\?—см. рис. П5.3.
2.8.1.3. Вычисляют изгибные напряжения с учетом деформи-
деформирования поперечного сечения:
386

	 _0й Da I „Оа Ой.
G() Pi + CT(rt P>2
Da I „Оа Ой.
Pi + CTz(rt P>2,
где
2р '
y? = 0,3 A, sin \|/ - 0,45 X! -^i 2Ф31;
i=2,4,...
10
Y! = 0,3 Ap sin \|r- 0,45 ^ АгФзь
i=2,4,...
10
Y2 = 0,3^ cos \|/ + 0,45 X! >*J2®4j;
> = 2,4,...
10
У2 = 0,3^p COS \|/ + 0,45 X >*.2®4b
i = 2,4,...
причем (заменяем для краткости / и j одной буквой v)
Ф1у = sin \|/ cos v\|/	cos \|/ sin v\|/ ± 0,151 A — v2) cos v\|r;
Ф2у = sin \|/ sin vxJ/4— cos \|/ cosv^; ± 0,15X A — v2) sin v\|r;
Ф3у = sin \|/ cos v\|/	cos \|/ sin v\|/ + —A — v2)cosv\|/;
Ф4у = sin \|/ sin v\|/ + - cos \|/ cos v\J/ + — A — v2) sin v\|/,
387

где верхний знак соответствует внутренней поверхности, а ниж-
нижний — наружной.
Значения К„ и Ai2 определяют согласно пп. 2.5.2 и
2.6.1.
2.8.1.4. Вычисляют тангенциальные мембранные напряжения
от изгиба трубы:
3
где Y3 = | ?p|+
\	11 = 2,4,.
„ . , , Л 3 + 2 sin2 \|/
у5 = Кр sin \|/ cos \|/ 1 —
причем
2.8.1.5. Вычисляют суммарные нормальные напряжения на
взаимно перпендикулярных площадках:
2.8.1.6. Определяют приведенные напряжения на внутренней
и наружной поверхностях трубы для следующей последователь-
последовательности значений угла i|/: ^„ — nh^, и = 0, 1, 2, ..., 35, где шаг
изменения угла Лф = 2я/36.
Радиальное нормальное напряжение для внутренней поверх-
поверхности аг=—р, а для наружной поверхности о" = 0.
2.8.2. Труба овального сечения.
2.8.2.1. Предполагается, что поперечное сечение трубы имеет
эллиптическую (овальную) форму, причем большая ось сечения
расположена перпендикулярно плоскости оси трубы. Радиаль-
Радиальные отклонения контура такого сечения от окружности радиуса
г выражаются уравнением (рис. П5.3)
где а — овальность сечения ()
2.8.2.2. Вычисляют нормальные напряжения, обусловленные
начальной овальностью сечения для внутренней и наружной
поверхностей:
RDa a

Da a
где р1э = Pi —sin\|/; у1э = у1-0,3 sin v|/; у3э = -y3-cos2 v|/.
Определение (Зь yl для внутренней и наружной поверх-
поверхностей— см. п. 2.8.1.3, а определение у3—см. п. 2.8.1.4.
2.8.2.3. Для учета напряжений, определяемых согласно
п. 2.8.2.2, проводят суммирование их с напряжениями п. 2.8.1.5,
а затем определяют приведенные напряжения в точках, указан-
указанных в п. 2.8.1.6.
2.8.3. Особенности расчета напряжений различных катего-
категорий.
2.8.3.1. При определении напряжений категорий (o)RK
и (oaF) к для низкотемпературных трубопроводов принимают
Ф = 1. При вычислении приведенных напряжений категории
(&ар)к напряжения изгиба, определяемые согласно п. 2.8.1.3,
умножают на коэффициент 0,7. При подсчете напряжений
категории (o)RK для высокотемпературных трубопроводов
значение коэффициента ф принимают по разд. 4.3 Норм,
изгибные напряжения п. 2.8.1.3 умножают на коэффициент 0,6,
а изгибные напряжения п. 2.8.2.2 —на коэффициент %э, где
значение %э принимают по п. 2.4.2.3.
2.9. РАСЧЕТ НАПРЯЖЕНИЙ В ТРОЙНИКОВОМ СОЕДИНЕНИИ
ПО УТОЧНЕННОЙ МЕТОДИКЕ
2.9.1.	Для тройниковых соединений низкотемпературных
трубопроводов, образованных пересечением двух круглоцилинд-
рических оболочек постоянной толщины (штуцера и трубы
с диаметрами срединной поверхности dm, Dm и толщинами ss, s),
оси которых пересекаются под прямым углом, уточненный
расчет напряженного состояния проводят на совместное дейст-
действие внутреннего давления и значимых нагрузок в торцевых
сечениях тройника: осевых сил, изгибающих и крутящих
моментов (рис. П5.6, П5.7). Методика применима и к соедине-
соединениям, близким к упомянутым по геометрической форме,
охватывает диапазон тройников от тонкостенных (ss/dm, s/Dm =
= 0,01) до толстостенных (ss/dm, s/Dm = 0,l5), от равнопроходных
(Dm/dm=l) до существенно неравно проходных (Dm/dm^>\), от
равностенных (ss = s) до весьма неравностенных (s — 2ssDm/dm),
включая «равнопрочные» (ss/dm — s/Dm). Реальная геометрия
сварного шва при расчете сварного тройника не учитывается
(в запас прочности).
2.9.2.	Исходными данными для проведения расчета напря-
напряжений в тройнике являются значения следующих величин
(в согласованных единицах измерения, рис. П5.6, П5.7): ss—тол-
ss—толщина стенки отвода (штуцера); s—толщина стенки трубы
389

Рис П5 6 Положительные направления силовых факторов
(корпуса); dm—диаметр срединной поверхности отвода (dm =
= 2rm = da—ss); Dm—диаметр срединной поверхности трубы
(Dm = 2Rm = Da—s); р— внутреннее давление; ЫгЪ, МхЪ, МуЪ,
Afz3— нагрузки в сечении отвода 3—3: осевая сила, изгибаю-
изгибающий момент в плоскости тройника, изгибающий момент из
плоскости тройника, крутящий момент; Nza, Мха, Муа, Мт—
осевая сила, момент в плоскости тройника, момент из
плоскости тройника и крутящий момент в сечениях трубы 1—1
(ос=1) и 2—2 (сс<=2).
Силовые факторы Nzl, Mxl, Му„ Mzl {i=\, 2, 3), положитель-
положительные направления которых показаны на рис. П5.6, определяют
для соответствующих сечений (рис. П5.7) из расчета трубопро-
трубопроводной системы и удовлетворяют условиям равновесия:
мг1~мг2~муЪ=о.
Самоуравновешенные нагрузки в торцевых сечениях трубы
A — 1 и 2—2), фигурирующие в формулах п. 2.9.3 методики,
вычисляют следующим образом:
()
= (Мх1-Мх2)/2;
390

Рис П5 7 Расчетные сечения тройникового соединения
Mz = (Mzl+Mz2)l2.
2.9.3. Ниже приводятся формулы и номограммы для вычисле-
вычисления компонентов напряженного состояния с^, az, ar и т (их ориен-
ориентация показана на рис. П5.6) в трех сечениях тройника, опреде-
определяющих его прочность. Для равнопроходных и близких к ним трой-
тройников (Dm/dm<\,3) расчет проводят, кроме того, по дополни-
дополнительным формулам, учитывающим особенности распределения
напряжений у этого класса тройников. Для оценки прочности бе-
берут большее из полученных значений приведенных напряжений.
2.9.3.1. Компоненты напряженного состояния ст^ и az для
группы напряжений (аJ определяют по следующим формулам:
Dm) 2 А,* А, ' W^ 2
2 А,
+
W±{2
wy
391

При соотношении Dm/dm<\,3 дополнительно вычисляют сле-
следующие напряжения:
Mv
w
- +
1
+ 4
it +1
1
+ 2
'* W)-2\
,,,
wz
~w
+
>'
Yz4)~
Mz
)•
Радиальные напряжения <уг принимают
стг=-0,5/>;
касательные напряжения х определяют по формуле
_ Mz3 Mz _
сТфр и azp вычисляют по формуле п. 2.3.1.1 (Da = D+s);
As и Ai3 — площади поперечного сечения трубы и штуцера;
W и W3 — соответствующие моменты сопротивления. Коэф-
Коэффициенты местных напряжений у^' и у('* (г=1, 2, ..., 8)
определяют согласно п. 2.9.3.4, силовые факторы в трубе Nz,
Мх,	Му,	Mz —
по формулам п. 2.9.2 от массовых и других механических
нагрузок.
2.9.3.2. Составляюшие группы напряжений (a)RK вычисляют
по следующим формулам (от давления, механических и тем-
температурных воздействий):
392

Dj 2 Z: A. W± 2
Z) 2 1
2 T 2 4з 2
2 W, \2
y
При Dm/dm<\,3 дополнительно определяют напряже-
,M,
2 2
w,
,G) ^z3_
,N,
WT2
'i*\ М„
2 W
W-,
Радиальные напряжения стг = 0; напряжения кручения опреде-
определяют по формуле
Коэффициенты местных напряжений у^1', у^1, y^'z (г=1, 2, ..., 8)
находят согласно п. 2.9.3.4, коэффициент а„ вычисляют по
формуле п. 2.3.2.3:
393

афр—по формуле п. 2.3.2.1.
Параметр
5 =
+(т<5>м,з+у<6)м, w3/ wf
Смысл остальных величин пояснен в п. 2.9.3.1.
2.9.3.3. Составляющие приведенных напряжений (амплитуд-
(амплитудные значения) определяют по формулам (от давления, механи-
механических и температурных воздействий)
°^2
„B)
- + Yv/'-7± Y(Z5)-
„C)
l+y\
My
w
При Dm/^m<l,3 дополнительно вычисляют следующие на-
напряжения:
394

±
D)^*3
)Mi
w
,M,
M,
2W,
2W,
Л8>
2W
Входящие в формулы величины имеют тот же смысл,
что и в п. 2.9.3.2, напряжения кручения т уменьшают в 2 раза,
а=0.
О 0,5 Г,0 2,0 3 У S67&
Рис. П5 8 Номограммы для определения коэффициентов у^ и Kip}
395

Рис. П5.9. Номограммы для определения коэффициентов уA), уE), Кш, K(i\ KE)
и К0)
2.9.3.4. Коэффициенты местных напряжений yf, y
7 if г (i=P, U 4, 5, 7) определяют по формуле
, s/D,n,
= K(i>{SiDJsdm)y'{SJdm, DJdm),
коэффициенты K(i), y\, y'z, y\z, ytf\ y^ и уЩ, (j=2, 3, 6, 8) — no
номограммам, приведенным на рис. П 5.8 — П 5.14. Для равно-
равнопрочных и близких к ним тройников (ss/dmxs/Dm) следует
принимать К(г)= 1. Коэффициенты y{sjdm, Dm/dm) для «промежу-
«промежуточных» значений sjdm(ssl!dml<sjdm<ss2/dm2) определяются
линейной интерполяцией по коэффициентам 7i<AiA4i' АиА4.) и
396

уН
20
10
6
3
2,5
2
1.5
1
f
X
\
ч.
— -
— .
H,15

1
1
у,
^g
—¦—^
0,05*
—
-0,01
Ч
^>
1 ^
V
\
л.
—,
\
\
¦Vs^
л;
..—
f
ч
Is
ж
N
ч,
N.
1,05 1,3 2 3 Ч 5 6 78
Рис. П5.11. Номограммы для определения коэффициента уD)
Рис. П5 10. Номограммы для опреде-
определения коэффициентов уB) и уC)
5
3
2
1
07
0,5
0,3
0,2
1
\
^ м
1
\^
fyy 1
\
ч \
ч
\
ч
¦ч
ч
ч»
¦Ss^S,
ч
ь^О.15,
0,01
JJJ02
;^
Оч:
v
i
Z
0,06
sN'd!
sSg
Г
ч:
s
V
V.
1,05 1,3 1,5 2
67
Рис. П5.12. Номограммы для опреде-
,_ ления коэффициента уF)
&2Кг, Kldm):
Y2-Y1
dm dml
Для всех тройников долж-
должны выполняться условия
Для существенно неравно-
проходных	тройников
(Dm/dm^8) допускается прини-
принимать y^,6) = y(z6)==O при любых
соотношениях sjDm и sjdm;
397

1,051? 2
ЯтМп
Рис. П5.13. Номограммы для опреде-
определения коэффициента уG)
1,051,3 Z	У	5
Рис. П5.14. Номограммы для опреде-
определения коэффициента у(8)
при s/Dm>2ss/dm (v—коэффициент Пуассона).
2.10. СПЕЦИАЛЬНЫЕ РАСЧЕТЫ ТРУБОПРОВОДОВ
2.10.1.	Для режима нарушения нормальных условий эксплуата-
эксплуатации должны быть выполнены требования пп. 2.3.1 и 2.3.4 при усло-
условии, что в расчет вводится максимальное давление для рассматри-
рассматриваемого режима, а допускаемое напряжение берется по п. 5.4 Норм.
2.10.2.	При рассмотрении случаев нагружения, включающих
действие сейсмических нагрузок, расчет напряжений проводят
по формулам пп. 2.3.1 и 2.3.4. Допускаемые напряжения
принимают в соответствии с п. 5.11 Норм.
398

, 2.10.3. Требуется проверка прочности трубопровода по на-
напряжениям категории (стJ для условий гидроиспытания. Расчет
выполняют на совместное действие давления и массовой
нагрузки. Условие прочности принимают по п. 5.4 Норм.
3. РАЗЪЕМНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ СОСУДОВ
3.1. УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Fob— усилие, необходимое для обжатия прокладки, Н(кгс)
Fprp—усилие на прокладку, обеспечивающе.е герметичность
в рабочих условиях, Н (кгс)
Fp—гидростатическое усилие в рабочих режимах, Н (кгс)
Fph— гидростатическое усилие при гидроиспытании, Н (кгс)
р—расчетное давление, Па (кгс/мм2)
ph — давление гидроиспытания, Па (кгс/мм2)
Fow—усилие начальной затяжки шпилек, Н (кгс)
Fw—усилие на шпильках, Н (кгс)
Fpr — осевое усилие на прокладке, Н (кгс)
Qpr — радиальное усилие на клиновой прокладке, Н (кгс)
FT—усилие на шпильках, называемое температурными пере-
перепадами, Н (кгс)
X — коэффициент нагрузки
Хрг—коэффициент податливости прокладки, мм/Н (мм/кгс)
ir — коэффициент податливости рубашки корпуса, мм/Н
(мм/кгс)
Xw—коэффициент податливости шпильки, мм/Н (мм/кгс)
Хь—коэффициент податливости втулки (шайбы), мм/Н
(мм/кгс)
Ет—модуль продольной упругости материала рубашки, Па
(кгс/мм2)
Ew—модуль продольной упругости материала шпильки,
Па (кгс/мм2)
Ерг — модуль продольной упругости материала прокладки,
Па (кгс/мм2)
Fpr и—усилие на прокладку, обеспечивающее герметичность
при гидроиспытании, Н (кгс)
Xf—коэффициент податливости нажимного фланца, мм/Н
(мм/кгс)
Ef—модуль продольной упругости материала нажимного
фланца, Па (ктс/мм2)
Еь—модуль продольной упругости материала втулки (шай-
(шайбы), Па (кгс/мм2)
hpr — расчетная высота прокладки, мм
кь—высота втулки (шайбы), мм
Аь — площадь поперечного сечения втулки (шайбы), мм2
A/jl—суммарное вертикальное температурное расширение
корпуса и шпильки на отрезке между опорным буртом
корпуса и нижним торцом гайки, мм
399

Д/2 — суммарное вертикальное температурное расширение
крышки, прокладки, нажимного фланца, втулки и бурта
(для случая выполнения бурта на антикоррозионной
рубашке) на отрезке между опорным буртом корпуса
и нижним торцом гайки, мм
Dpr — средний диаметр прокладки, мм
z — число шпилек;
&х — расчетная ширина прокладки, мм
Ьо — условная ширина прокладки, мм
b—эффективная ширина прокладки, мм
/*!—высота клиновой прокладки, мм
b2—ширина конуса клиновой прокладки, мм
Ъ\—суммарная ширина проточек на прокладке или контак-
контактирующей поверхности на ширине Ьх, мм
Ь'г — суммарная ширина проточек на конусе клиновой
прокладки, мм
h\—суммарная ширина проточек на цилиндрической по-
поверхности клиновой прокладки, мм
а — угол конуса клиновой прокладки, град
т — прокладочный коэффициент
<?о — удельное давление на прокладке при обжатии,
Па (кгс/мм2)
/—свободная длина шпильки—длина стержня шпильки
между нижним торцом гайки и верхним концом кор-
корпуса, мм
dw — диаметр стержня шпильки, мм
d0 — наружный диаметр резьбы шпильки, мм
dx— внутренний диаметр резьбы шпильки, мм
А„— площадь поперечного сечения стержня шпильки, мм2
W—момент сопротивления сечения стержня шпильки при
изгибе, мм3
Wk — момент сопротив пения сечения стержня шпильки при
кручении, мм3
J—момент инерции сечения стержня шпильки при изги-
изгибе, мм4
Мк—крутящий момент, действующий на шпильку,
Н • мм (кгс/мм)
MVM2—изгибающие моменты на шпильке, Нмм (кгс-мм)
и1!—радиальное перемещение торца фланца корпуса, мм
и>2— радиальное перемещение нижнего торца гайки, мм
$!—угловое перемещение торца фланца корпуса, рад
Э2 — угловое перемещение нижнего торца гайки, рад
amw — напряжение растяжения в шпильках, Па (кгс/мм2)
°ьм>—напряжение изгиба в шпильках, Па (кгс/мм2)
tsvv—напряжение кручения в шпильках, Па (кгс/мм2)
h'—высота рабочей части резьбы (резьбового соедине-
соединения), мм
//— момент инерпии сечения нажимного фланца относите-
относительно горизонтальной оси, проходящей через центр тя-
тяжести, мм4
R — радиус центра масс сечения нажимного фланца,
мм

Рис. П5.15. Типовые конструкции фланцевых соединений:
а—с плоской прокладкой; б—с клиновой прокладкой; в—с гибким герметизирующим
элементом1 1— фланец корпуса, ?—шпилька, 3 — втулка (шайба); 4 —прокладка,
5—крышка, б — фланец корпуса; 7—гибкий герметизирующий элемент
3.2.	ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
3.2.1. Методика распространяется на разъемные соединения
сосудов и аппаратов, работающих под внутренним давлением
при температурах ниже Tt.
Типовые конструкции соединения показаны на рис. П5.15.
3.3.	РАСЧЕТ РАЗЪЕМНОГО СОЕДИНЕНИЯ
Рассчитывают усилия начальной затяжки шпилек, усилия
в шпильках и на прокладке в условиях эксплуатации, а также
напряжения в шпильках.
3.4.	РАСЧЕТ КОЭФФИЦИЕНТА НАГРУЗКИ
3.4.1. Коэффициент нагрузки учитывает влияние внутреннего
давления на усилия в шпильках и на прокладке предварительно
затянутого соединения.
Коэффициент нагрузки определяют по формуле
к+к
1
3,4.2. Коэффициент податливости прокладки Хрг для случая,
когда прокладку устанавливают между крышкой и опорным
буртом корпуса, вычисляют по формуле
401

Рис П5.16. Фланец корпуса с антикоррозионной рубашкой
где Apr = nDprb — площадь поперечного сечения прокладки.
Для клинового уплотнения и беспрокладочного соединения
с гибким герметизирующим элементом принимают Хрг = 0.
3.4.3. Коэффициент податливости бурта корпуса Хг с ан-
антикоррозионной рубашкой (рис. П5.16) вычисляют по фор-
формуле
ЕЛ\+^~Ц
где Л15 1г2 — высота элемента рубашки; Ах, А2 — площадь
поперечного сечения элемента рубашки. Если бурт выполнен на
корпусе, не имеющем рубашки, то принимают Хг = 0.
3.4.4. Коэффициент податливости шпильки Xw, учитываю-
учитывающий податливость стержня шпильки и резьбового соединения
шпилька — корпус и шпилька—гайка, вычисляют по фор-
формуле
X _
3.4.5. Коэффициент податливости втулки (шайбы) вычис-
вычисляют по формуле
402

3.4.6. Коэффициент податливости нажимного фланца
f 2nEjj/
где а—размер, указанный на рис. П5.16.
3.5. РАСЧЕТ УСИЛИЙ В ШПИЛЬКАХ,
ВЫЗВАННЫХ ТЕМПЕРАТУРНЫМИ ПЕРЕПАДАМИ
Усилия в шпильках, вызванные температурными перепадами
в деталях соединения или различием коэффициентов линейного
расширения материалов деталей соединения, определяют по
формуле
С7	2	1
х Т 	 .	.	.
Пример разбивки соединения по участкам для вычисления
температурных расширений показан на рис. П5.16.
Для данного примера Al1=a1llTl + <x2l2T2; А12 = <х313Т3 +
+ а4/4Г4 + а5/575 + а6/676 + а7/7Г7, где al5 lt, Tt—коэффициент
линейного расширения материала, длины участков и средние
температуры на участке.
Коэффициенты податливости Xw, Xb, Xpr, Xr и *kf вычисляют
в соответствии с пп. 3.4.2—3.4.6.
3.6. РАСЧЕТ УСИЛИЙ НАЧАЛЬНОЙ ЗАТЯЖКИ ШПИЛЕК
3.6.1.	Начальную затяжку соединения производят для устра-
устранения неплотности прилегания прокладки к контактирующим по-
поверхностям и создания условий, обеспечивающих нераскрытие
стыка и герметичность соединения во время гидроиспытаний,
действия рабочего давления и температурных перепадов.
3.6.2.	Усилие, необходимое для обжатия прокладки,
3.6.3. Усилие на прокладку (кроме клиновой самоуплотняю-
самоуплотняющейся), обеспечивающее герметичность при рабочем давлении
и гидроиспытании,
Для клиновой самоуплотняющейся прокладки
1 pr p 1 pr h — "•
3.6.4. Значения b, m, q0 выбирают из табл. П5.6.
403

Таблица П5 6 Значения b, m и q0
Тип прокладки
Конструкция прокладки
Материал
Эффективная ширина
Ь
Мягкая
Резина твер-
твердая
Плоская
Фторопласт
Паронит
Комбиниро-
Комбинированная
Спиральная
Перлитная
стать
Алюминий,
его сплавы
Гофрированная лента
Медь, ее
сплавы
Перлитная
сталь
С наружной металличес-
металлической, оболочкой
Алюминий,
его сплавы
Медь, ее
сплавы
Перлитная
сталь
Профильная (круг, овал,
Восьмигранник)
Медь, ее
сплавы,
никель, его
сшавы
Металлическая
404
Перлитная
сталь
Аустенитная
сталь

для различных типов прокладок
Жидкие среды
т
12
1,4
1,6
1,5
1,75
1,9
2,0
1,9
2.0
2,25
2,5
3,0
3,5
9о, МПа
5
10
80
27
20
20
22
27
32
38
Воздух, пар пароводяная
смесь
т
2,2
2,5
2,9
2,5
3,0
3,25
3,5
3,25
3,5
3,75
4,5
5,0
6,0
,„, МПа
9
18
100
vT05
50
30
35
40
50
60
70
Газы с высокой проникаю-
проникающей способностью (водо
род, гелий и т д)
т
3,0
3,1
4
4
4,25
4,5
5
4,5
5
5,5
6
7
8
9о, МПа
13
26
130
v/i05
70
42
50
55
70
80
100
405

Тип прокладки
Конст{/укция прокладки
Материал
Эффективная ширина
Ь, мм
/7/oft
Алюминии,
его сплавы
Медь, ее
сплавы,
никель, его
сплавы
Ьо при Ьо
о при bo>W
Перлитная
сталь
Металлическая
Аустенитная
сталь
Медь, ее
сплавы,
никель, его
сплавы
Перлитная
сталь
Аустенитная
сталь
Ппимечание Лля юи/новой пРоклаДки bo=max {b2sina, Ajtga} при наличии
исПользРуютсяЧсоответ5вен„о А'-/'.' Ь*~К и >>г-Ь'г, при определении Чо принимают
3 6 5 Гидростати*/еские Усилия от рабочего давления и дав-
давления гидроиспыташ^я
3 6 6 Усилие на^1ально^ затяжки шпилек должно быть
выбрано из условий
3 6 7 Для сохран^™*1 герметичности должно быть выдер-
выдержано условие
406

Продолжение табл П5 б
Жидкие среды
т
2,0
2,5
3,0
3,5
1,8
2,25
2,5
q0, МПа
/ *о\
0,8 + 0,26— х
Воздух, пар, пароводяная
смесь
т
3,5
4,5
5,0
6,0
з,з
3,75
4,25
q0, МПа
A+0,32-]х
Газы с высокой проникаю-
проникающей способностью (водо-
(водород, гелий и т д)
т
5
6
7
8
4,6
5,5
6
?о. МПа
/ Ьо\
1 1,3 + 0,42—1х
проточек на прокладке или контактирующих поверхностях вместо значений ht, Ьи Ь2
5=Ь„
Если это условие не удовлетворяется, то следует выполнить
конструктивные изменения соединения или изменить темпера-
температурные режимы работы соединения.
При необходимости допускают увеличение усилия начальной
затяжки в соответствии с приведенным условием.
3.7. РАСЧЕТ УСИЛИЙ НА ПРОКЛАДКЕ
3.7.1. Усилие на прокладке при затяжке
3.7.2. Усилие на прокладке при гидроиспытании:
407

—для клиновой прокладки;
Fpr = FOw — (\—%)Fph—для остальных видов прокладок.
3.7.3.	Усилие на прокладке в рабочих условиях:
Fpr = FOw + %Fp + FT—для клиновой прокладки;
Fpr = FOw—(l—x)Fp + FT—для остальных видов прокладки.
3.7.4.	Для клиновой прокладки кроме осевых усилий
определяют радиальные силы:
радиальное усилие при начальной затяжке
QPr = FOw/tga;
радиальное усилие при гидроиспытании
QPr = [FOw+%Fph]/tga;
радиальное усилие в рабочих условиях
3.7.5. Плоские и клиновые прокладки проверяют по удель-
удельному давлению на контактирующие поверхности при затяжке,
гидроиспытании и рабочих режимах.
Удельное давление на плоской прокладке
Удельное давление на клиновой прокладке
д=	,'г , — для плоской контактной поверхности;
q =	-,———г	для конусной контактной поверхности;
nDpr{b2~b2)sma
Fm
q = —.	—:—Щ-т-	;	Дня цилиндрической контактной
n(Dpr + b2sma)\h1 — /г А) tg а поверхности.
Необходимо выполнять следующие два условия:
1)	Q^QminK, где qmin — минимальное допустимое удельное
давление на прокладку из условия герметичности разъемного
соединения; К—коэффициент, зависящий от проникающей
способности уплотняемой среды;
2)	q^qmax, где дтах — максимальное допускаемое удельное
давление на прокладку из условия ее работоспособности
(табл. П5.7).
Рекомендуются следующие значения коэффициента К:
К=\ — для жидкой среды;
К—1,8—для воздуха с высокой проникающей способностью
(водород, гелий и т. п.).
408

Таблица П5.7. Значения qmm и qmix
Материал прокладки
Резина твердая
Фторопласт
Паронит
Алюминий и его сплавы
Медь и ее сплавы
Перлитная сталь
Аустенитная сталь
qmm, МПа
3,5
4,0
10,0
50,0
70,0
80,0
100,0
9mai, МПа
20,0
40,0
110,0
140,0
200,0
350,0
600,0
Для клиновой прокладки удельное давление для плоской
контактной поверхности проверяют только по условию 2.
В случае, если проверка по удельному давлению на
контактирующие поверхности дает отрицательные результаты,
следует выполнить конструктивные изменения соединения или
изменить температурные режимы соединения. При необходи-
необходимости допускают увеличение усилия начальной затяжки FOw.
После выполнения хотя бы одного из этих мероприятий
необходимо повторное проведение расчета.
3.8. РАСЧЕТ УСИЛИЙ В ШПИЛЬКАХ
3.8.1.	Усилие на шпильках при затяжке
F =F
3.8.2.	Усилие на шпильках при гидроиспытании
3.8.3. Усилие на шпильках в рабочих условиях
3.9. РАСЧЕТ НАПРЯЖЕНИЙ В ШПИЛЬКАХ
3.9.1. Расчет стержня шпильки
3.9.1.1. Крутящий момент, действующий на шпильку при
затяжке гаек ключом,
где С выбирается по табл. П5.8.
Таблица П5.8. Значения
коэффициентом ? и ?j
Наличие смазки
Есть
Отсутствует
0,13
0,18
?,
0,26
0,37
Момент на ключе при за-
затяжке гаек
где C,t выбирается по
табл. П5.8.
При зат яжке шпилек с пред-
409

варительным разогревом или предварительной вытяжкой
Мк = 0.
- 3.9.1.2. Изгибающие моменты в шпильке вычисляют по
формулам
где /=0,049й&;
W,, W2, 9l5 92 определяются из условия совместности
деформаций соединения.
Принятые в формулах положительные направления пере-
перемещений и углов поворота указаны на рис. П5.17.
3.9.1.3. Напряжение растяжения
где Aw =
3-9.1.4. Напряжение кручения
где Wk =
3.9.1.5. Напряжение изгиба
М
llllll/
где W=(
^	'	Рис. П5 17 Положительные направления перемеще-
°f	ний и узлов поворота шпильки
410

3.9.2. Расчет резьбы шпильки
3.9.2.1. Напряжение среза резьбы
где Кх—коэффициент полноты резьбы; ^=0,87—для метри-
метрической резьбы (гайки); ^ = 0,75—для метрической резь-
резьбы (болты, шпильки); ^ = 0,4—для прямоугольной резьбы;
^=0,65 для трапецеидальной резьбы; Кт — коэффициент, учи-
учитывающий изменение деформации витков по высоте гайки
(табл. П5.9).
Свыше
Менее
1,3
1,3
Таблица
ни
П5 9 Значения коэффициента Кт
Шаг резьбы
Крупный и первый мелкий
Второй и более мелкий
Для всех шагов
0,7—0,75
0,65—0,7
0,55—0,6
Примечание Rm6, RmT — пределы прочности болта и гайки
ПРИЛОЖЕНИЕ 6
ХАРАКТЕРИСТИКИ ДЛИТЕЛЬНОЙ ПРОЧНОСТИ,
ПЛАСТИЧНОСТИ И ПОЛЗУЧЕСТИ
КОНСТРУКЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ
1. ОСНОВНЫЕ ПОНЯТИЯ И ОБОЗНАЧЕНИЯ
а — напряжение, МПа (кгс/мм2)
R и( — условный предел длительной прочности за время t
при температуре Т, МПа (кгс/мм2)
R ал — условный предел ползучести при температуре Т для
времени ТА достижения заданной деформации А3,
МПа (кгс/мм2)
Т — температура, К (°С)
tT — текущее время испытания, ч
tK — время до разрушения, ч
г, tTi — текущее время испытания при температурах Т, Tt, ч
411

t — время достижения заданного остаточного удлинения
А3, ч
tj — заданный ресурс при температуре Тр ч
е — деформация, %
е — скорость ползучести, %/ч
А — относительное удлинение после разрыва, %
А Т — условный предел остаточного удлинения при разрыве
при температуре Тр %
А2 — заданное остаточное удлинение, %
Z — относительное сужение площади поперечного сечения
образца при разрыве, %
Z] — условный предел длительного статического сужения при
т	температуре Т за время t, %
Rmt РЛ	„
т' / — характеристики жаропрочности при температуре Т, для
AtJ> У заданного уровня вероятности разрушения Р и ре-
„Tj J cypca t3, МПа (кгс/мм2), %
Уд п — коэффициент экстраполяции длительной прочности
уп — коэффициент экстраполяции ползучести
S г,	)
Rml ( — среднеквадратические отклонения характеристик жаро-
S T, S т I прочности;
Re	At J
пт — число опытов при температуре Т
Р — вероятность разрушения
М — количество партий
2. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
2.1.	Настоящее приложение к нормам расчета на прочность
оборудования и трубопроводов атомных энергетических уста-
установок содержит методы получения характеристик жаропроч-
жаропрочности конструкционных материалов. Рассматривается область
температур 573—923 К C00—650° С), при которых в металле
проявляются ползучесть и длительная прочность.
2.2.	Допускается для определения характеристик жаропроч-
жаропрочности с вероятностью Р = 0,5 и Р = 0,01 (условного предела
прочности, условного предела ползучести, условных пределов
относительных удлинения и сужения) использование параметри-
параметрических методов в соответствии с ОСТ 108.901.102—78 (разд. 5).
2.3.	Количество образцов при испытаниях одной партии
распределяют равномерно по напряжениям, соответствующим
долговечности от 102 до 104 ч и более, с таким расчетом, чтобы
на каждый порядок по времени число уровней напряжений было
не менее двух.
Минимальное число испытанных образцов должно состав-
составлять 12.
412

2.4.	При каждом режиме испытывают не менее двух
образцов. Если времена до разрушения образцов, испытанных
на одном и том же режиме, различаются между собой более
чем в 2 раза, то проводят дополнительные испытания на двух
образцах.
При обработке результатов испытаний учитывают все
результаты, полученные при основных и дополнительных
испытаниях.
2.5.	Испытания для получения условного предела ползучести
проводят с замером деформации по ГОСТ 3248—81.
2.6.	Испытания образцов проводят при температуре 7\, для
которой определяют характеристики жаропрочности, и более
высокой температуре
2.7.	Предлагаемый метод определения характеристик жаро-
жаропрочности материалов допускает экстраполяцию по параметру
t в пределах одного порядка, но до напряжений, не меньших
минимальных, полученных при испытаниях на длительную
прочность при температуре Т2-
2.8.	Для получения гарантированных характеристик жаро-
жаропрочности стали или сплава считаются правомерными резуль-
результаты испытаний, полученные для разных партий, представляю-
представляющих марку стали или сплава данной категории прочности.
Число испытанных партий металла различных плавок должно
быть не менее шести.
В число испытываемых включают партии и металл изделий
после окончательных технологических операций с содержанием
углерода и легирующих элементов и значениями кратковремен-
кратковременной прочности и пластичности в пределах, оговоренных
в технических условиях (ТУ).
2.9.	При отсутствии прямых испытаний по определению ха-
характеристик жаропрочности стали или сплава категории проч-
прочности ниже приведенной в табл. П1.4 Норм, их пределы дли-
длительной прочности определяют по значениям пределов длитель-
длительной прочности марки стали или сплава категории прочности,
указанной в табл. П1.4 Норм, и их временного сопротивления
и пределов текучести. Искомое значение принимают минималь-
минимальным из двух (величин), определяемых по формулам
413

где индекс 1—категория прочности, приведенная в табл. П1.4
Норм (категория прочности 1); индекс 2—категория прочности,
для которой рассчитывают характеристики жаропрочности
(категория прочности 2); (R^, (RlJ, (Л?0,2I, (Д?о.2J. (*»)i>
(^т)г — соответственно пределы длительной прочности, теку-
текучести и временное сопротивление металла категорий проч-
прочности 1 и 2. Значения требуемых характеристик выбирают по
табл. П 1.1 и П1.4 Норм.
Таким же образом значение длительной пластичности
(относительных удлинения Aj и сужения Zj) металла катего-
категории прочности 2 допускается определять по известным значе-
значениям пределов относительного удлинения (сужения) металла
при категории прочности 1, временного сопротивления и преде-
предела текучести металла категорий прочности 1 и 2. Искомое
значение принимают минимальным из двух характеристик,
определяемых по формулам:
для Zj
/7Г\ /7Г\ (RmJ . 1тТ\ _/7Г\ (^0,2J ' .
(Z, h=(Zt U —гу- , {Zt j!=(Z, J т -
для Aj
где (Z,rI; (Z,rJ, (-^«r)i, (^«ГJ — соответственно пределы дли-
длительных относительных сужения и удлинения металла катего-
категорий прочности 1 и 2.
Значения (^(r)i и (Ztr)i берут по табл. П6.3. Для металла
категории прочности выше приведенной в табл. П1.4 Норм
значения R^t, Z,r и Aj выбирают в соответствии с указанными
в табл. П1.1 Норм и табл. П6.3.
2.10. В настоящем приложении приведены:
таблицы средних значений пределов длительной прочности
за время от 10 до 2 • 105 ч (табл. П6.1, П6.2);
кривые длительной прочности (по минимальным значениям
рис. П6.1— П6.17);
таблицы средних значений пределов длительной пластич-
пластичности на базе 2 • 105 ч (табл. П6.3, П6.4);
изохронные кривые деформирования (ползучести), построен-
построенные при заданной температуре по параметру времени в коор-
координатах а—е по средним значениям (рис. П6.18 — П6.29);
методы экстраполяции на длительные времена характерис-
характеристик длительной прочности, пластичности и ползучести.
Характеристики жаропрочности используют:
414

О CS ¦«*• ^ *•© ^Г"ОО ^>О\ *-* CS ^Vl ^Г^ гС"Р~ f^oo
CS fsf —¦ ^«2°-^ О "^ rrГ О О ^ ?; VO ?; On
OO oo'O Г- й Я "> 2 <N oft- 2S t ^ - ?J О о <N (N0
^ я i я я S^ o2 sf я S^: ой ая а^ д№ OS Ss Sp; cP; с.
— C-— —с cs c
;SSSSS8as^S;
ics й cs гЯ - :
-csScsSS:^^
^Of^lOf^Of^lOf^lOf
:М~РЧГ
-4 -4 _cs _
* ¦* * ^f ^ Tf
f^l i/^ \O
]«? r:cs
2 Й KE
X S X
415

416
r-?f s?«? src^;
sgBS-^fsgalsI-gs^sggs^E-^
чо ^>O\ C\<X> '"T'fN r^^ r^O ^t^ Ooo ^Ю "en CT-en CT"^ r^1""* ^J400 Itn1^
— CS~ .-< ~ w<^ 3^*N w<N fM ~ C''-4 w^ ^ <^ wf^l w-^ CS" C-	"
^" ^^ ^^ S4^- ?T^ G^r ^°
¦m СГ~^о ^r-- Cr^oo O^c
Я S^ 12 S^ f s S3 cs^ 2: = S^ SP; Ей B^ S- oS B^
я я г i"? 3-s f p ®? ?¦§ 5s ° 2 ^p ®p s-r g-s gs S-°
^•* i^ y? c^CS Я-Г^ г
??Ё?сЗ§?ШЗ§
> f о m о r*"i о <
>rNjw-, Г-OCNjinr-c
1М1ЛООЮГ-1Л*^Г-^Г-1
о ^o,
л w л\ ¦
X X

(T>oc ^~*~t~~ a^oo i^o С^гъ
^„о^оо^^Чт^^^^^ш
i — О-^ — *-° ci-^c чо ¦* >
о> д< _ м _
oc no — <nT <^
. —1 22 (N Я (N
, « « oc no — <
—* r"i" <S~J° crl°° <Чо\ ^„w-i Оо ^^о
ОС|/СЛ
Э f^l <О с^ "О ОО iy^ С1 (О ^1 ^
3 Г— U~l U~l C*^ l/~l C^ SO Г*^ t— ^
(N 	ЧО ^
2
из
X
5
1
оо
И
i
ж
В 2
X
о
©
X
о
(N
W „
л оо
X X
™ о
417

„ о ™ со Д; г-- t-Гоо о
'4t-- (N из О\ о ^Ю ^ СЛ "^
N ^ (N ^ r--i^f w^f ^tN(S
\ ¦* ¦* t— о ^о с
№
,418

С С
1
с
b
s
о
s
о
о
'о
о
о
о
о
о
о
343
C5)
294
343
C5)
309
343
C5)
323
343
C5)
323
343
C5)
323
343
C5)
323
343
C5)
323
343
C5)
323
343
C5)
323
673
D00)
723
свар-
щя ручной дуговой
Электрод р
ки 48А-1
C0)
200
B0,5)
176
A8)
108
(И)
69
G)
343
C5)
C1,5)
232
B3,7)
198
B0,2)
120
A2,2)
80
(8,2)
343
C5)
C3)
265
B7)
220
B2,5)
132
A3,5)
93
(9,5)
343
C5)
C3)
274
B8)
232
B3,7)
152
A5,5)
ПО
A1,2)
343
C5)
C3)
284
B9)
245
B5)
171
A7,5
127
A3)
343
C5)
C3)
286
B9,2)
257
B6,2)
198
B0,2)
144
A4,7)
343
C5)
?>av ^ о ^ ^п ?Г"—*кп c«i гТ^о
C,*aS^?JN2^!2.S
^о5ОчоЗг~о}1Л122Оч'^''^г
C3)
294
C0)
274
B8)
274
B8)
216
B2)
343
C5)
D50)
773
E00)
803
E30)
873
F00)
923
F50)
673
D00)
48А-2
F)
88
(81)
9/.1
(S'03)
003
(oe)
C1,5)
232
B3,7)
200
B0,5)
103
A0,5)
C3)
265
B7)
225
B3)
118
A2)
C3)
274
B8)
235
B4)
139
A4,2)
C3)
284
B9)
245
B5)
162
A6,5
C3)
286
B9,2)
255
B6)
183
A8,7)
C3)
291
B9,7)
270
B7,5)
215
B2)
msgggas
D50)
773
E00)
803
E30)
873
F00)

о*
ластич-
С
Темпера-
а;
со
о
г-1
О
t
О
ъ>
-
О
гг,
2
ость, %
х
тура.
К ( С)
rz 2!
с;
С
тз
5
ч
а
О
ГМ
SO
rs
о
о
о
С)
о
so
о
1-
Г?
го г-
о
о
о
ГО
^'
723
-
л
ГО
л\
X
о
R
о
Г-
N
D50)
Г*>
SO
-о
""*
оо
гч
Г»|
го
го
773
-
/\\
го
л\
X
ГМ
•ч-
о
оо
rs
ГО
ГМ
OS
о
о
R
N
@05)
¦—
%
in
rs
rs
ГМ
m
(¦J
in
rs
m
tM
m
^"
723
-
л
255
/w
„
X
ГМ
t- —
r- rs
in m
in in
r- rs
in in
i- rs
r~ rs
sa
D50)
773
-
uo
<->
о
о
о
о
N
E00)
Г-1
го
Г)
?
(—>
o\ rs
r^
fl
о
о
о
о
^
773
л\
274
л\
©
X
ГМ
о
00
о
00
о
о
о
N
(oos)
D
оо
ш
-
15,5
ГМ
m
so
rs
m
ts
rs
rs
773
8
л\
314
л\
©
X
in
OS
c—>
ГО
О
00
m
?
rs
N
E00)
7,5
rS
^г
823
OS
Л
216
/\\
101
X
00
X
rS
'
2
sO
oo
rs
O\
я
N
E50)
12T
X
X
.
6,5
-
2
so
4"
873
101
X
X
rs
о
rs
"
rs
SO
rs
ГМ
N
F00)
(si
00
OS
^
я
rs
s
^'
773
л
245
/\\
5=
X
о
ГМ
<1)
s
2
о
ГО
"
О
rs|
ГО
N
E00)

SO
00
о
rs rs
—< ro
ГО
in
rs
m
rs
rs
in
ГМ
^"
773
о
OS
Л\
294
Л\
©
>
X
о
¦^-
rs
I/ i
in
SO
<n
SO
SO
SO
in
ЧО
N
(oos)
r	s
o"
as
sn
о
( s)
о
о
rs
SO
^r
773
о
л\
го
л\
в
1М1
X
on
о
о
^г
U I
о
SO
о
о
SO
S
S
N
E00)
f	v
w
R
rs.
rs
rs
ГЦ
~
rS
rs
rs
723
OS
л
372
/\\
CQ
X
ГМ
X
420

OO Г| О Ю 'Л Ov
ЧО ^П00»/")Э0чО00Г-00 Г-Г-IONCNCN CN CN CN Tt О
—нчО—нчО — ЧО ¦— ЧО CN СП —' CN CnI ЧО CN ЧО CN ЧО
1Л) Г) О Tt l
Й25?2!
Я25?2!
К-Й2!
В2Й2!
Й2Й2!
Я ^22^~
Я=?2*22
О CN О О ЧО to СП
О ¦— Г-1 ¦—| Г-J rj Tt
О ЧО О О- О Г] Tf
Я SRSS?S
о to oo Tt О ос гп
О OO Tt ON ЧО rj О
СП
3,5
On
О
"<¦
moo гм
to О v")
— чО
— SO
23
— ЧО
'^ ОО
^ SO
1П QO
— so
in GO
— SO
V~l OO
-s
2Sg
L0 00 40 OO t> OO
iO OO ЧО OO f-- OO
m оочс oo r- oo
to oo чО oo t> oc
Ч~1 О0ЧОО0 t> OO
to oo чО oo c^ oo
to oo чо ос t> oo
<N СП
Г- CN
CN СП
Г- CN
CN СП
Г- CN
CN СП
CN Tt
??
??
CN LO
CN CN Г-1
CN ГП CN
OO ^i CN
гг, ГП CN
rn чО CN
SrS SO
SPJS
1П (N v~l
^SsS
sb?,S
68,5
20,5
65
О •—¦ '/
Г-- П ЧО
72,5
22
67,5
Tt О
CN чО
SS
CN ЧО
SsS
CN чО
421

n,
pa
'о
гч
¦п
о
СП
ъ
ел
о
'"'
ел
О
О
—
Пластич-
Пластичность, %
ш
H
.г-
ЙЕС_2
1ли, сплава
5
Mapi
о
гм
о
in
Г—*
Ш
О
m
оо
гп
сп о
ГМ 1П
¦—'
о
m ?
л\ ^-
!§
гм
я
3X16
m
о
<N
ГМ
О
СП
гм
4,5
(N
О
26
m
гм
m
о
гп
3,0
СП
37,0
о
СН&
¦—'
m
о
(N
ГМ
О
гм
2,5
о
24
о
гм
-1
гм
29,5
о
34
сп о
гм m
'—'
о
m
m
(N
3,0
ш
СП
о
о
in
6,0
28,0
ш
29
СП S~
t— о
'—'
с/
<п
о
с.
О
гм
6,0
(М
о
25
ш
24
ш
¦ч-
O'S
26,0
о
ГМ
ГМ
О
гм
о
о
о
6,0
о
15
о
о
»п
6,5
~
16,5
о
17
О сп
¦—'
гм
О\
Л\
>245
й
о
о
о
in
"'
о
0"S
"'
о
ш
о
55
о
in
1/1
5,0
i/i
55,0
о
150)
B5)
О
^О
т~>
О
5,0
—
о
15
о
ш
in
~
6,0
17,0
о
о
о
о
о
о
о
о"
о
S
о
S
о
о
0,0
60,0
о
S
N
Э
'—'
о
О
•&
ш
5,0
о
ш
о
12
ш
~
6,0
17,0
о
СП
оо
о
о
о
о
о
&
о
о'
о
S
о
о
VO
о
о
0,0
60,0
о
S
N
510)
'—'
гм о
—
—'
гм
гм
<->
л\
961 <
я
9X18
о
гм
гм
СП
оо
Tf
N
3
'—'
@5
о"
Ci
(->
о
о
гм
гм
523
,	1
гм
гм
Tt
о
N
50)
4—'
1О ^О
гм гм
ГМ СП
гм ^
оо —<
ГМ СП
pf
4—'
VP
СП
t—
СП
СП
СП
гм
гм
-
гм
л\
л\
и
С!
ON
ш
ш
in
оо
N
S
'—'
¦ '
422

5Я8Й-
tJ- 4D in i/~J (N
аЗЯЗЯ
Я6ЙЗЯ
SSRS
<t(NOO
C> Tf CN rO
s
tD
pa
о
2
о
n
2
2
О
i
E
астич
С
¦a
tD
H
b
I
00
00
00
о
о
?
>s
о
X
В"
Оч
ДЛЯ
§
:тр
ё
t'i
t'i
о
N
о4
s
1
О
о
о
о
см
о
00
<
оЗ
VO
S
2
гм
а
N
g-
?-
гм
<с
423

136
= 10
10 2 * В В Юг 2 t В в 10s 2 У SB 10* 2 k SB105t,4
Рис П6 1 Кривая длительной прочности стали марки 15ХМ при Т=11Ъ К
E00 С) [Л2? 2 = 235 МПа B4 кгс/мм2), Л20=441 МПа D5ыс/мм2)]
ЕЙ
«в
jess
—
¦
Щ
я _ _
ю г h- в а юг г к- s 8 ю3 г * вею4 г *• в в w5t,4
Рис П6 2 Кривая длительной прочности стали марки 12МХ при Г=773 К
E00° С) [R2p00 2 = 235 МПа B4 кгс/мм2), Я20 = 441 МПа D5 кгс/мм2)]
МПа
78,4
бвю5е,ч
/0 2
Рис П6 3 Кривая длительной прочности сталей марки 10Х2М при различной
температуре [А;82 = 245МПа B5 кгс/мм2), К20 = 392 МПа D0 кгс,мм2)]
вею4 г 4- ssio5t,4
Рис П6 4 Кривые длительной прочности стали марки 12Х2М1
/ — Г=7ТЗК E00 С) [А^2 = 343МПа C5 кгс/мм'), Л?° = 539МШ E5 мс/мм2)
2 Г=773К E00 С) Л^2-255МПа i26kicmm2), Й2,° = 451 МПа D6 кгс/мм2)
при определении допускаемых напряжений при выборе
основных размеров элементов конструкций в соответствии
с разд 3 2 Норм,
в расчетах элементов конструкций на прогрессирующее
формоизменение, разд. 5.10 Норм.
424

78,?
?3
i 10
1 8
- 5
—---¦¦-
!
—
	:
-
4
ю г ь ввюг г h ввюд г
eeiost,H
Рис П6 5 Кривые длительной прочности стали марки 10Х2М1ФБ при
различной температуре [/?2о 2 = 196 МПд B0 кгс,мм2), Л2,0 = 343 МПа
C5 кгс/мм2)]
6,
136
'
юг ? вею2 г ч- в в ю3 г ч- ввюц z f ssiuft,4
Рис ГТ6 6 Кривые длительной прочности стали марки 12Х1МФ при различной
температуре [Л^2 = ?74МПа B0кгсмм2), Л2в = 441 МПа D5 кгс/мм2)]
МПа
13S
1 6,
-кгс
=мм2
s 20
т
а
ш
ё
is
ц
1
т
Sffi
— —
1
—м-4-
1
Ч- S в !0г 2 ? SStO3 2 ? В 8 /О4 2
S дЮ51,4
Рис П6 7 Кривая длительной прочности ста та марки 15Х1М1Ф при Г=773 К
E00 С) [Я222 = 314МПа C2 кгс мм2), Л2О=490МПа E0 кгс/мм2)]
МПа
т
3d
78,4
ввюг г ? вею3 г ? в в тч г ? ввт5%ч
Рис П6 8 Кривые длительной прочности стати марки 12Х18Н9 при различной
температуре [Д2?2 = 196МПа B0 кгс/мм"j Я„ =490 МПа (^0 кгс/мм2)]
в расчетах на длительную статическую и длительную
циклическую прочность, разд 5 7, 5 9 Норм
3. МЕТОД ЭКСТРАПОЛЯЦИИ ДЛИТЕЛЬНОЙ ПРОЧНОСТИ
3 1 Метод предназначен для получения пределов длитель-
длительной прочности для заданного уровня вероятности разрушения Р
425

10 2 Ч ВвЮ2 2 Ч Б вЮ3 2 Ч В 610* 2	Ч B810st,4
Рис П6.9. Кривые длительной прочности сталей 10Х18Н10Т,	12Х18Н12Т при
различных температурах \Ryo 2 = 216 МПа B2 кгс/мм2);	Л2,0 = 529 МПа
E4 кгс/мм2)]
2 Ч В8Юг 2 Ч ВВ103 2 Ч В ВЮч Z ? ВвЮ5Ь,Ч
'ис. П6.Ю. Кривые длительной прочности стали марки 08Х16НПМЗ при
азличной температуре \R\% г = '96 МПа B0 кгс/мм2); Л2,0 = 510 МПа
E2 кгс/мм2)]
6,
МПа
I3S
98
- 10
2 4 B8W2 2 4 B8I03 2 4 SSIO* Z 3 45678105t,4
Рис П6.11. Кривые длительной прочности сплава марки ХН35ВТ при различ-
различной температуре [Л^,2 = 392 МПа D0 кгс/мм2); Л„ =736 МПа G5 кгс/мм2)]
1901
3921
/и
60
50
W
к-—
^——
	—^
— ¦ —.
№ 2W
t,4
Рис. П6Л2. Кривая длительной прочности сплава марки 1Х16Н36МБТЮР при
Г=773К E00° С) [^8,2 = 392 МПа D0 кгс/мм2); Л™ = 785 МПа (80 кгс/мм*)]
конструкционных материалов для сроков службы до 105ч-
— 2-10*ч по данным опытов на длительный разрыв ограни-
ограниченной (около 104 ч) продолжительности. Реализация метода
основана на определении при температуре 7\ разрушающего
426

МПа
98
78,4
58,8
=	10
I	в
:	В
-	5
= mi=.
\\\^
я
=
~ =¦;
— s-~.
= = = ;
Ё M
¦
=_
as:
=s
6 8 Wz 2 f 6 8I03 2 f ВвЮ* г 4 B810st,4
Рис. П6.13. Кривые длительной прочности сталей марок О8Х18Н1ОТ,
10Х17Н13М2Т при различной температуре \R2P% ,= 196 МПа B0кгс/мм2);
Л20 = 510 МПа E2 кгс/мм2)]
6,
МПа
196
147
S81- 10
5 105t,H
Рис. П6.14. Кривая длительной прочности стали марки 12Х18Н12МЗТЛ при
Г=773 К E00° С) [Д28,2 = 216 МПа B2 кгс/мм2); Я20 = 491 МПа E10 кгс/мм2)]
МПа
13В
78,4-^ 8
бвю5ь,ч
Рис. ГОЛ 5. Кривая длительной прочности стали марки 20ХМЛ при Т=11Ъ К
E00° С) X^2S,2 = 245Mna B5 кгс/мм2); Я20 = 441 МПа D5 кгс/мм2)]
МПа
13Б
38
В81пг 2 <t Б8 103 2 *t Б8ЮЧ 2 <t В 8 IOft,4
ГОЛ 6. Кривая длительной прочности стали марки 20ХМФЛ при Г=773 К
E00° С) [ЯД2 = 294МПа C0 кгс/мм2); Я?° = 490 МПа E0 кгс/мм2)]
Рис.
напряжения R^ за время tl^ по пт^ опытам, проведенным при
температуре 7\, и пт^ опытам, проведенным при темпера-
температуре Т2.
При обработке экспериментальных данных (определении
кривых длительной прочности при температурах Т1 и Т2)
используются опыты продолжительностью более 200 ч.
427

1SS
гКГС
|мм2
1 20
Si
i
г
¦ •
в
!^	i
=^
Si
S
в ею2 г f вею* z f б в/о" г t ввю5ь,н
Рис. П6 17. Кривая длительной прочности стали марки 15Х1М1ФЛ при
Г =-773 К E00" С) [Я2о2 = 314 МПа C2 кгс/мм2); Л20 = 490МПа E0 кгс/мм 2)]
3.2. Зависимость изменения разрушающего напряжения
RmJt от времени ;Jj при температуре Г,- 0 = 1,2) описывается
уравнением
где rt[j, ft[j — постоянные коэффициенты.
3.3.	Для пояснения сущности метода и принятых обозна-
обозначений на рис. П6.30 приведен способ его графической реа-
реализации.
Результаты испытаний на длительную прочность при тем-
температурах Ti и Т2 на рис. П6.30 изображены в виде точек
в стандартной системе координат \ga-\gt.
3.4.	По экспериментальным точкам проводят средние линии
длительной прочности при температурах Тх и Т2, которые
в соответствии с (П6.1) изображаются в общем случае
криволинейными отрезками. Кривая 1 (рис. П6.30) соответству-
соответствует температуре испытания Т}, кривая 2—Т2.
3.5.	Для максимального времени испытания t^ при тем-
температуре 7\ по кривой 1 определяется напряжение о„\„ и по
кривой 2 соответствующее этому напряжению время t\?.
3.6.	Экстраполированную кривую длительной прочности при
температуре Т1 и напряжениях, меньших (?„}„, получают
переносом кривой при Т2 вправо на расстояние A\gt{1 ijT2'. При
этом
Algf(^r^ = lg/^-lg^ = lgY«.n-	(П6.2)
3.7.	В соответствии с (П6.2) предел длительной прочности
при температуре Tt и заданном времени /з1 определяется по
кривой 2 при эквивалентном времени tJKB. При этом
3.8. Все вычисления по данному методу экстраполяции
проводятся в следующей последовательности: определение
коэффициентов уравнения (П6.1) с использованием стандартных
процедур метода наименьших квадратов; вычисление коэффи-
коэффициента экстраполяции уд п по формуле (П6.2), времени t]^ из
уравнения
428

6,
МПа
300
260
220
/90
140
100
20
20 -
2,0 e,%
Рис П6.18 Изохронные кривые ползучести стали марки 09Г2С при различной
температуре [Д$>2 = 245 МПа B5 кгс/мм2), Л?° = 432 МПа D4кгс/мм2).
/067]
Гг> -пТг\2'3
(П6.3)
определегше экстраполированного предела длительной проч-
прочности при температуре Т1 и заданном ресурсе tji по фор-
формуле
Уд п
(П6.4)
3.9. Значения экстраполированного предела длительной
прочности Rm}p при температуре Тг для заданной вероятности
разрушения Р рассчитывают по формуле
lgRllr = ]gRTm} + ZPSa,	(П6.5)
где ZP — квантиль уровня Р стандартного нормального рас-
распределения, определяемый согласно табл. П6.5.
Таблица П6.5. Значение коэффициента Ze прн различных значениях вероятности
разрушения Р
р
ZP
0,010
-2,33
0,025
-1,96
0,050
-1,64
0.100
-1,28
0,5
0,00
429

6,
300
гво
гво
220
200
180
1Б0
140
120
100
во
40
20
6,
ммг
-30,6
-28,5
-2S,S
-24,5
-22,5
-20,*
-18,4
-16,3
-1%3
-1Z,Z
^10,2
- 8,2
- V
-г,05
/
If
W
I
V
V<
Y\
/
/
/
'A
V/
/
/
у
s
s*
s
.—¦
—'
>
***
—-
,.—¦
.—
—J
¦—
—
——
<-*
***
,—¦
-—
t=104
30.
IOZ
3-102
w3
3-W3
10*
-*310Ч
2-IOs
0 0,2 0,4 ЦБ 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,6 e,%
Рис П6 19 Изохронные кривые ползучести сталей марок 15ХМ и 12ХМ
а—при Г=773К E00° С), б—при Г=823 К E50° С)
Выборочное среднеквадратическое отклонение Sa вычисляют
по формуле
г — 4
где
(П6.6)
(Пб.7)
Рекомендуется минимальное (нормативное) значение предела
длительной прочности определять для вероятности разрушения
Р=0,01.
4. МЕТОД ЭКСТРАПОЛЯЦИИ УСЛОВНЫХ ПРЕДЕЛОВ ПОЛЗУЧЕСТИ
4.1. Прогнозирование кривых ползучести может проводиться
на основе экстраполяции пределов ползучести с применением
430

МПа
300
280
260
240
220
200
180
WO
140
120
WO
во
ВО -
20 -
б,
«ГС
MM2
-30,S
-28,5
-26,5
-2%5
-22,5
-20,4
-18,4
-1B,3
~1f,3
-12,2
-10,2
- 8,2
- B,1
- v
-2,05
/
//
г
/
'/
у
/
/
/
/
у
/
/
/
^"
;-—
.-—
/
/
—"
,—'
— —
^—
_—•-
^>—
¦ -
„-—
.	-
^ —
^—
^—-
—-—
—
,	'
— —
.
-
-—-
.^

-
e,%
О 0,2 0,4 0,В 0,8 1,0 1,2 1,4 1,Б 1,8
[Д2?2 = 245МПа B5 кгс/мм2), Л20 = 441 МПа D5 кгс/мм2), ст0 01/ст0 5=0,80]
процедур, используемых в методе экстраполяции длительной
прочности по разд. 3.
4.2. Уравнение для аппроксимации кривых условных преде-
пределов ползучести при температуре Т} 0=1,2) имеет вид
\в R . л = /7^j4- Ь)Т,(\а t ЛЗ/2	/ТТЛ СЛ
где aTi, bTi—коэффициенты.
Условные пределы ползучести определяются заменой в урав-
уравнениях (П6.1) — (П6.7) предела длительной прочности условным
пределом ползучести, времени до разрушения—временем до-
достижения заданной деформации А3, удп —Yn> ПРИ этом коэф-
коэффициент уп определяется по максимальному времени достиже-
достижения заданной деформации А3 с помощью процедур, аналогич-
аналогичных описанным для метода длительной прочности в разд. 3
431

мпа
280 \
гво'<
zw
220
200
180
ISO
140
120
100
во
ВО
w
20
О
—?
к
г
к-
1
1 1
-
<^
--'
^^
г--
¦	1
\^i
^Z.
к—
-—
^<
^^
,^-
——
г
»—-
.—•
^-
^	'
——
-—•-Л
——
4=7Оч]
30
I
юг
J-1
?2
J-10J
3-1
W
2-1
а)
кгс
мм2
26,5
24,5
22,5
20,4
¦18,4
16,3
¦п,з
12,2
¦ 10,2
- 5,2
4^ Г
^7 ^ 0,9 1,2
1,6 2,0 е,%
мпа
2?0
180
ISO
по
120
100
80
so
20
а
-КГО
-ММ*
-20,4
-18,4
- 16,3
- ft,3
- 12,2
- 10,2
- 8,2
- 6,1
-2,05
_
f
у
\
Г
'У
K-d
Г
***
***"
«--
.^^
^-*
,^—
,*•
—
,——
»-""
<-^

»"»¦"
-—¦
Г—
¦ —
1, ¦
-^
М '
J0
да'
j-/a2
0,« 0,8 1,2 1,6 Zfl е°/о
Рис. П6.20 Изохронные кривые ползучести стали марки 12Х2М [R2001 =
= 245 МПа B5кгс/мм'); R™ = 191 МПа D0 кгс/мм2), о001/о0 5 = 0,8]:'
а—7"= 723 К D50 С), б-при Г=™73 К E00" С), в — при Г=823 К E50ь С), г—при
Г=838К E65 Г), d —при Г=873К F00" С)
432

МПа
140
120
100
во
ВО
40
20
0
б,
.мм2
-12,2
-10,2
- в,г
- v
1
,	¦
5=Э
^^
===
=—-
---
¦^-
„-^*
р».—'
».—«
^—'
— '—
¦—-
——
.—-
MW
——
^-—
-—'
——
р—-
U——
1^—*
м«—
м—5
*-—'
^——
—-—
——

^ —
и——"
г— -
ДЯ=5
Jtf
/oJ —
3-Ю3—
10 ч
з-ю1*-
ш*
Z-105
8)
0,4 0,8 1,2 t,B 2,0 e,Vo
МПа
140
120
100
' 6,
-КГС
12,2
-10,2
- 8,2
6,1
-2,05
К
Г
7*
<**
1
^-*
«^*
?=
и**
--—
^->
-*~
——•
—^-
г;
— ¦—
—"М
te/Оч
30
з-юг
з-ю3
\-ros
2-1
У"
-
-
-
0,4 0,8 1,2 1,6 2,0 e,°
' S,
МПа |-ктс
120^
100 Y 42
во
во
го
- 8,2
-2,05
>
—-
^>-
^-=
—-п
,—
г»»

-——
**—¦
^——
——•
——
—•-
—--
—-
—-
я—-
—-¦
=S3S
—¦—
ттшт
зо
3-102-
103
3-Ю3'
,п*	i
310"
^qS -a
z-io5
0,4 0,8 1,2 1,Б 2,0 е,°/о
433

4.3.	Для прогнозирования пределов ползучести испытания на
ползучесть для каждой партии металла проводят при темпе-
температурах Tt и T2 = Tt +50 К (°С) (см. разд. 2.8).
По результатам испытаний на ползучесть строят кривые
деформирования (первичные кривые ползучести) в координатах
е — t в соответствии с ГОСТ 3248—81. Рекомендуется для
получения средней линии установившейся ползучести об-
обрабатывать кривые ползучести по методу наименьших квад-
квадратов, принимая за случайную величину у = е и за независимую
х = 1ъ.
По кривой ползучести находят t3, соответствующее задан-
заданному остаточному удлинению.
4.4.	При необходимости получения изохронных кривых
ползучести рекомендуется уровень напряжений для каждого
порядка по времени устанавливать равным 0,85; 0,7; 0,55
c*mm по результатам испытаний на длительную прочность
данной партии металла.
6,
МПа
340
320
300
280
260
240
220
200
180
160
140
720
100
80
60
40
20
0
Г 6>
-КГС
-мм2
-32,7
-30,6
-28,5
-26,5
-24,5
-22р
-20,4
-18,1
-16,3
'14,3
'12,2
-10,2
-8,2
-6,1
-V
-2,05
L 0
W
п/,
У
V
г
г
/
/
У/
/
/,
/
/
л
у
/
/
/
У,
^-*
/у
<-^
—-
.--
X"
.—
——
у*
**
»¦—
-—¦¦
-¦¦а»
У*
^-

***
^-»
а)
10ч
30
10 z
д-102
103
3-103
10s
210s
0,2 0,6 1,0 1,4 1,6 2,2 е,%
Рис. П6.21. Изохронные кривые ползучести стали марки 15Х1М1Ф ГК2?,
= 314 МПа C2 кгс/мм2); Д^° = 490МПа E0 кгс/мм2):	" '
а—при Г=773К E00° С); б—при Г=813 К E40° С): в—при Г=843 К E70° С)
434

Изохронные кривые ползучести {а — е\ строят по параметру
на длительности 10, 30, 102, 3 • 102, 103, 3 • 103, 104, 3 • ИГ,
lO5, 2-105 ч.
4.5. Для каждой партии металла, испытанной при темпера-
температурах Ту и Т2, строят кривые ползучести в координатах
lg t3 — lg а, по которым и определяют условный предел ползу-
ползучести методом экстраполяции, изложенным в разд. 3.
мпа
260
240
220
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
О
-	КГС
_ MM2
-24,5
-22,5
-	20,4
-	18,4
-	16,3
-14,3
-	12,2
-	10,2
~ 8,2
-	6,1
-	4,1
-2,05
О
1
I
у
\/
]/
\>
Г
1
/
/
/
'',
у
у
у
***
t
/
у
у*
У
**•
+*•
^*
„о*
у*
*-*
у~~
\у**
,—'
у*~
**"
*>*
~"
»—"
*»"
¦»—
т 1 ^
¦—-
¦-^
¦ ¦
^—-
.—"
1 -
«2 ^ ^2 1,6 2,0 е,%
МПа
180
160
140
120
100
80
60
40
20
п
- кгс
rJlvl
- 20,4-
- 18,4
- 19,3
- 14,3
- 12,2
- 10,2
- 8,2
I
У
f
к
- 6'f V,
- 4,1
-2,05
L о
у
у,
/
^»—
у^
у>*
у^
у*
—^
у*
у*
,
<**
—=
.—
—
—
к-—
—1
—
——
——
«—-
•—
——
в—
к—-
——
¦ -
—-
с/у
-^*
30
Ю2
3-Ю2
10s
з-ю3
10*
J-1OV
10 s
Z-105
0,2 0,6 1,0 1,ч 1,6 e;/o
435

МПа
180
ISO
по
120
100
во
ВО
40
го
о
¦ 6,
кгс
¦14,3
12,2
¦10,2
¦8,1
¦	6,1
¦	V
¦2,05
О
/
1
f
1
1
_
-

&
-t=
^30
•ti-l
*)
Оч
10s
a5
—
0,4 0,8 1,2 t,B 2,0 e°/o
0,4
Рис. П6.22. Изохронные кривые ползучести стали марки 12Х18Н9 ГК»о г-
= 196 МПа B0кгс/мм2); R2m° = 490 МПа E0 кгс/мм2)]:
а—при Г=723 К D50" С); б —при Т=773 К E00" С); в —при Т =823 К E50° С); г—щ
Г=873К F00° С); d—при Г=923 К F50° С)
436

1,2
1,G 2,0 e,%
HO
120
100
80
ВО
20
б,
нгс
-11,3
-12, г
10,2
— 8,Z
-2,05
X
%
,	¦
.«*
--"
—
—
-—"
--'
^^
——
——
,—'
-—1
— —
— —
¦—;
.—
—
¦—
—-¦•
г—
.	¦
——
-—^
-—t
~~^
г)
30,
kj-/6
0*
3-Ю
70*
3-11
0ч
2_
7,2
МПа
/0/7
40
20
0
-КГС
- v
2,05
Р
<^-
1
^-*
,^>
^-^
г-
^^
——¦
——-
«-—:
^—-
^—
——
——-
——-
——-
-—-
——
—•—*¦
3)
t=1
30
1OZ
Оч
10s
3-10
3-1C
105
3
0,4 0,8 1,2 1,6 2,0 e,7a
437

МЛсг
180
1Б0
ПО
ПО
ЮО
80
ВО
40
го
о
6,
-кгс
_мм2
- 1Б,3
- 1%3
-12,г
- 10,2
- в,г
- 6,1
-2,05
/
1
А
^*
к-*"
—-
t'--
—-
10-.21!}5ч
а)
О if 0,8 1,2 1,Б 2,0 е,7о
б,
мпа
180
160
140
120
<00
80
ВО
20
0
б,
-кгс
-16,3
-п,з
- 12,г
- 10,2
- 8,2
и 5,1
- v
-2,05
L
Г
I
N
=3
ч
\
Ч
3-1
3-1L
¦105
1-1
В)
73ч
I3
—
0,k 0,8 1,2 1,6 2,0 е,%
Рис. П6.23.
Р	Изохронные кривые ползучести стали марок 08Х16Н11МЗ,
08Х16Н9М2, 12Х18Н12Т, 12Х18Н10Т \R2P% г = 196 МПа B0 кгс/мм2);
Л* = 510МПа E2 кгс/мм2)]:
а—при Г=723 К D50° С), б—при Г=773 К E00° С), в —при Г=823 К E50° С), г—при
Г =873 К F00° С), д — при Г=923 К F50° С)
438

в,
мпа
WO
140
120
too
80
ВО
40
20
П
о,
- кгс
_мм
- IV, 3
- iz,z
- 10,2
1- 8,2
- 6,1
- <",'
-2,05
L
4
rV
к/
f
>-
.—
ft
^—•
,¦—-
В
——¦
s
\
¦*^
\
\
\
S
tm
1Ог
3-11
¦ю3
3-Я
LW
"j-t
-го-
•2-1
в)
30ч
I3
т
0,4 0,8 1,2 1,В 2,0 е°/о
мпа
140
120
100
80
ВО
40
20
0
мм-
-14,3
-12,2
-10,2
- 8,2
- 6,1
- V
-z,os
0
г
г
'У,
Г.
**•
.—¦
^^
г-?
==:
^=
— —
— —
|
I
Ь=11
30
¦ю2
•3-11
ю3
3-1
•to4
•3-1
N
г
73

•10s r
	1
г)
0,? US 1,2 !,В 2,0 е,°/о
6,
мпа
120
100
80
60
40
20
О
б,
КГС
¦мм2
-/2,2
- 10,2
- 8,г
- 6,1
- V
-2JJ5
L
\
'л
1
—--
-—¦
— —
^-—
^^
¦—'¦
и—
.
*-—'
¦^
-^
— —
——
——'
*-—
.—•-
——'
——
—-
^—-
SBSB
-—*
—
— ¦—
— -¦
3)
•10ч
30
10'
3-1
10*
3-1
10
3-1
10-
2-1
?
f
г:
0s
0,4 0,8 1,2 1,6 2,0 е,%
439

6,
мпа
300
280
260
240
220
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
Г б>
-кгс
„"мм5
-28,5
-26,5
-24,5
-22,5
-20,4
-18,4
-16,3
-14,3
-12,2
-10,2
-8,2
-6,1
-4,1
-2,05
- 0
**-t"
Лж
?<
и
и
!
//
/А
'А
у
V
/
/
/
	¦
.—¦
а)
-—*
10 г
3 Юг
10s
зю3
10"
310v
10s
210s
0,2 0,6 7,0 1,4 1,6 е,%
5. МЕТОД ЭКСТРАПОЛЯЦИИ УСЛОВНЫХ ПРЕДЕЛОВ
ДЛИТЕЛЬНОЙ ПЛАСТИЧНОСТИ
5.1.	Для получения характеристик длительной пластичнос-
пластичности проводят испытания образцов на длительную прочность
при температурах Т1 (см разд. 2.8) и Т2 при условии
Tz—T^SQK (°C).
Измерения относительных остаточных удлинения и сужения
проводят по ГОСТ 10145—81. Результаты испытаний обраба-
обрабатывают в координатах lg^,r(lgZ,Г) — Igt*.
5.2.	Предлагаемый метод экстраполяции предназначен
для определения при температуре 7\ характеристик дли-
длительной пластичности (Aj1 , Z^p) за заданный ресурс tlx
по nTi опытам при температуре Tt и птг опытам при
температуре Т2.
5.3.	Зависимость остаточного удлинения от времени описы-
описывается уравнениями
lg Л ГГ1 = a Ji + 63 lg Г кг> + с (lg Г Ji J;
(П6.9)
(П6.10)
440

МПа
180
160
1ч-0
120
100
80
60
40
20
О
16,3
14,3
-12,2
¦10,2
¦8,2
¦ 5,1
-2,05
1
ш
&
1
1
--*
,—
^—
,»—
.—'
.—
——¦
^*
—¦
^—
=»¦
^^
=
,^-
^^
,
—-
¦^^
к—-^
S="
B=S
^ '¦*
	'
——
1=
^—
5=
-*-
30
т2
105
з-го3
3 W
210s
0,2 0,6 1,0
18 2.2 е,%
Рис П6 24 Изохронные кривые ползучести стали марки 12Х!МФ [Rf&2 =
= 274 МПа B8 кгс/мм2), Л20 = 441 МПа D5 кгс/мм2), а0 01/а0 5 = 0,73]
а—при Г=773 К E00 С), б—при Г=821 К E50г С)
где aji, а32, Ъ и с — постоянные коэффициенты; коэффициент
экстраполяции уд п определяется формулой (П6.2). Аналогичные
уравнения принимаются для остаточного сужения.
5 4 Для пояснения идеи метода на рис. П6.31 приве-
приведен способ его графической реализации. На этом рис.
в координатах \gAf~\gt результаты испытаний при тем-
температурах 7\ и Т2 изображены в виде точек При экстрапо-
экстраполяции кривых длительной пластичности экспериментальные
точки при температуре Т2 переносятся вправо на расстояние
'§ Уд и и через полученные и экспериментальные точки при
температуре Т1 проводятся эквидистантные параболы 1 и 2.
Пунктирная часть линии 1 представляет собой результат экстра-
экстраполяции.
5.5. Коэффициенты уравнений (П6 9) и (П6.10) определяют
по методу наименьших квадратов.
5 6 Для заданного ресурса t3 и температуры 7\ условный
предел остаточного удлинения А^ при вероятности разрушения
Р определяют по формуле
Величины ZP для различных уровней Р приведены в табл. П6.5.
44!

мпа
274
235
13В
157
113
78
33
О
б,
кгс
мм2
- 28
Л
к
V
у.
к
г
1
1
к*""
k^
^^
^^
	-
г-—
:>
я;

——
,—¦—
,
.
»—'—¦
	'
- —
—
-
-
0,4 0,8 1,2 1,В е,"/о
да МПа
3°Юг
274
3-Ю3
235
зю;т
10s,
210s ,57
118
78
33
О
кгс
мм2
-28
-2V
-20
- 16
- и
¦
1 ^
Г у
г
	"
,—
^—-
<—--
^—'

——
—-—
.. ¦"
—
.— —
/0 '
2-Ю5
0,4 0,6 1,2 1,6
МПа
157
118
78 ~
33-
6,
кгс
-им2
- 12
- в

^-—
	.——
-
¦70
J?0
да*
0,8
Рис П6 25 Изохронные кривые
для стали марки 05X12Н2М
[Л2?л = 372 МПа C8 кгс/мм2),
Rm == 53У МПе E5 кгс/мм }|
а~при Г=723К D50° С), б—при
Г=773 К E00° С), в—при Г=823 К
E50° С)
Среднеквадратическое отклонение SA определяют из уравнения
,	(П6.12)
где а и C — постоянные коэффициенты, определяемые по методу
наименьших квадратов по совокупности данных:
442
Cjt}'if; j=\, 2;
Cj=l при 7=1; Cj = yan при

6,
мла
h€o
зоо
200
too
¦30,Б
¦20,4
-юл
О L
г
\
%
1
*—-
.	"
^—-
,——
*--
*^-
*-^
,—
«—
-—*
^—¦¦
-~—
J-
2-
Vz\
о3
•f
10+
г
0s
мла
300
200
100
¦20,4
-10,2
0,9 0,8 1,2 1,6 2,0 е,%
0,4 0,8 1,2 1,6 2,0 е,°/о
Рис П6 26 Изохронные кривые ползучести стали марки 16ГНМА
= 323 МПа (ЗЗкгс/мм2), Л20 = 493 МПа E0 кгс/мм2)]
а—при Г=673К D00° С), б—при Г=723 К D50° С)
ПРИЛОЖЕНИЕ 7
(рекомендуемое)
РАСЧЕТ НА ДЛИТЕЛЬНУЮ ЦИКЛИЧЕСКУЮ ПРОЧНОСТЬ
1.	Метод расчета на длительную циклическую прочность
для изотермического и неизотермического нагружения приме-
применим в интервале температур от Tt (см. разд. 3.2 Норм) до 773 К
E00° С) для деталей из легированных сталей, до 873 К F00° С)
для деталей из коррозионностойких сталей аустенитного класса
и железоникелевых сплавов и до 623 К C50° С) для деталей из
сплавов циркония с 1 и 2,5% ниобия при числе циклов до 107.
2.	Положения, изложенные в разд. 5.3 и пп. 5.6.2, 5.6.3, 5.6.8,
5 6.16—5.6 21, 5.6.23 Норм следует применять при расчете на
длительную циклическую прочность.
443

б,
мпа
wo
по
120
ЮО
90
SO
W
20
О
мпа
W
по
120
WO
80
ВО
40
20
О
в,
-кгс
_им2
~1%3
-12,2
-10,2
- 8,1
-w
-2,04
/
/
1
?=3
——
•< =
^-
10ч
10 ь
0s
0,4
0,B 1,2 1,S 2,0 e,%
6,
MM2
-12,2
-10,2
8,2
- 6,12
-4,08
V<
V
1
——
S
Щ
7 Г
7-
¦«•
ч
103
оз
ч
0*
1,2 ifi 2,0
Рис П6 27. Изохронные кривые ползучести стали марки 09X18Н9 ГЯ2°,=
а—при Г=723 К D5(Г С), б—при Г=773 К E00° С), в —при Г=823 К E50° С), г —при
3. Определение допускаемой амплитуды условных упругих
напряжений или допускаемого числа циклов следует проводить
по формулам п. 5.6.6 Норм. При этом следует принять
R* = Rlt{\~Zjyu, eI = eTM; Rl^Riu; m = 0,5;
me = 0,1321g{2,5[l--ZtT]^1},
где Rm, — предел длительной прочности при максимальной
температуре цикла нагружения за время г, равное части
рабочего ресурса рассматриваемой детали, отрабатываемого
при температуре выше Tt (см. разд. 3.2 Норм); Riu — предел
выносливости при максимальной температуре цикла и 107
циклов нагружения за время t, принимаемый равным 0,47?^,-
т , ,,, 100
em,= l,lSig————jr—характеристика длительной пластичности,
[ ии — ? }1It
определяемая равномерным сужением поперечного сечения
Zmt при длительном статическом растяжении; значение <??, при-
444

0,4 0,8 1,2 1,В 2,0 в°А
2,0 е;/о
= 196 МПа B0 кгс/мм2), Я2О = 490 МПа E0 кгс/мм 2)]:
Г=873 К F00° С)
нимается минимальным в интервале рабочих температур
и длительности нагружения до t.
Если экспериментально обосновано, что RLu>0,4Rm,
то показатель степени те вычисляется по формуле те =
= 0,1321gi?^/[i?-i,(l-ZtT)]. Значения Rrm принимают по
табл. П6.1. Значения Zj, допускается определять по формуле
2гт» = ^<т/(Ю0 + ^П' где А ? "~относительное удлинение образца
при длительном статическом разрушении в интервале рабочих
температур и длительности нагружения до t;
при Aj^iWo допускается применять формулу е„, = 5- Ю~3А[.
Значения AJ и Zj принимают по табл. П6.3. Допускается
определять те и Rc по формулам
4. В интервале температур 623—673 К C50—400° С) для
легированных сталей, 723—773 К D50—500° С) для корро-
445

МПа
ПО
120
100
80
ВО
kO
20
О
1вО
1В0
по
120
100
80
ВО
ЬО
20
О
«ГС
мм2
12,2
10,2
8,2
В,1Z
2,04
0
18,4
16,3
12,2
10,2
8,2
2,04
1
1
в
Ф
ш
г
ш
т
—-•
ш
/
щ
Ог2-
а)
0*ч
0г103ч
,3-1
Г1О<
-3-1
-Z-1
S)
О3
дЧ
О5
0,8 f,2 1,Б 2,0 е°/а
Рис. П6.28. Изохронные кривые ползучести стали марки 08Х18Н12Т \_R2°02 =
а—при Г=723 К D50° С), б—при Г=773 К E00° С), в— при Г=823 К E50° С); г—'при
зионно-стойких сталей аустенитного класса и 523—573 К
B50—300° С) для сплавов циркония значения е?, для проме-
промежуточных температур определяются линейной интерполяцией
между значениями ej и е^, при наименьшей и наибольшей
температурах интервалов соответственно. Для минимальных
температур указанных интервалов значение e^t равно ej,
которое определяется по п. 5.6.6 Норм.
5. Расчетные кривые усталости легированных сталей при
симметричном цикле приведены на рис. П7.1. Модуль упру-
упругости принят 184, 182, 180, 176, 172 ГПа при 623, 648, 673, 723
и 773 К C50, 375, 400, 450, 500° С) соответственно. Механичес-
Механические свойства при использовании кривых должны быть:
до 623 К C50° С) R%a/Rl^0J; l?^>450 МПа; ZT>32%;
для f^2-105 ч:
до	673 К D00° С)	i?L^195Mna, A
до	723 К D50° С)	rL> 180 МПа, А,
до	773 К E00° С)	/&>95 МПа, Af
446

мпа
wo
120
100
ВО
ВО
kO
20
О
/ео
по
120
W0
ВО
во
20
О
= 196 МПа B0 кгс/мм2); й^° = 490 МПа E0 кгс/мм2)]
Г=873 К F00° С)
Расчетные кривые усталости сталей аустенитного класса при
симметричном цикле приведены на рис. П7.2. Модуль упру-
упругости принят равным 155, 152, 146, 147, 145 ГПа при 723, 748,
773, 823, 873 К D50, 475, 500, 550, 600° С) соответственно.
Механические свойства при использовании кривых должны
быть:
до 723 К D50° С) RpOf2/Rl^0,7, i?^350 МПа, Zr^45%;
для ?<2-105 ч:
до 773 К E00° С)	i?L^ 166 МПа,
до 823 К E50° С)	Д^Ш МПа,
до 873 К F00° С)	Д?,^107МПа,
Расчетные кривые усталости железоникелевого дисперсион-
но-твердеющего сплава ХН35ВТ при симметричном цикле
приведены на рис. П7.3. Модуль упругости принят равным 163,
162, 161, 158, 156 ГПа при 723, 748, 773, 823, 873 К D50, 475,
500, 550, 600° С) соответственно.
447

мпа
157
137
118
98
78
53
39
19,6
fl
мм'
-16
-19
-12
-IB
- в
' 6
- h
- z
_
/
/
I
pS-
1
ей
,—
0
--—
^—

\
\
Ют
a)
10°
3-1
10 *
3-11
10
2-1
P
r -
f-
0,4 0,8 1,2 1,6 2,0 2,4 2t8 3,2 3,6
h-,4
МПа
157
137
118
98
78
59
39
19,6
О1-
КГС
ммг
-	16
-	14-
-	12
-	10
- Б
:¦
V
V
f
h
I
у)
/У
>
г—'
Л
а
\
-—-
^-

^—¦
^-—
1
1
i
1
——
,--
—
—-
1
—-
	"
^—
»^—
,*—
да»
	1
——
——
_4—
\
J—
-f-
J/
30ч
?
ог
"J-IO3
10
г-
10*
0s
О 0,4 0,8 1,2 1,6 2Д 2,4 2,8 3,2 3,6 k,0
e,%
Рис. П6.29. Изохронные кривые ползучести стали марки 03Х16Н9М2 [RlQ02-
а—при Г=773 К E00 С), 6- -при Г=823 К E50 С); е- при Г=873 К F00° С); г—'при

МПа
1S7
137
118
9В
78
59
33
13,6
0
К ГС
мм*
- 1В
- 14
- 12
- 10
- в
- В
- t
- г
_
и/
ь
У
Г
4
**•
.—¦
.—
—--
——
*•*
и—-
*-—
*^
-"
^-*
"
,	-
к—
*--
_^-
—
—-
^*
,—--"
.-—•
~~~
==
«-—
——
m-Z.
кам
-—-
—-
р.
**-
—-
—-
л-
2
—
да
3-
10
3-
10
7-1
г
п?
3
о3
?
of
(Is
0 0,4 0,8 1,2 W 2,0 2h 2,8 3,2 3,6 4,0 4,* %8 е,%
МПа
1S7
137
- IB
- п
118 - 12
- 10
- Б
ш - г
_/
~1и
ь
у
А
у
у
А-
л.
(_
.—

_^-
-—¦
—¦
•MIS
J
==-
,и—•
,^—
——i
^г
^*-
-—
г—
^--
.	'
——-
——
-—
^*
.—
——
—

-—
—¦
.—'
я—
——
¦—
¦
^—¦
——
—~-
——1
MRS
-
——
г—
t=34
10
м
10
10
3-1
м.
3-t
10
2-
3
пд
ч
5
о5
О Oft 0,8 1,2 1,Б 2,0 2,4 2,8 3,2 J,E %0
= 200 МПа B1 кгс/мм2;; Л2о = 520МПа E3 кгс/мм2)]-
Г=923 К "F50 С)
е,%
449

1ЭБ
98
'/9
2 3 Ч Б
JH73 2 3 Ч$Б\Ю\Г 2 ЗЧ5БЬ,ч\
Рис. П6.30. График длительной прочности:
1—испытания при Ti7 2—испытания при Т2
0,20
0,15
0,10
0,05
-J1
о
3
а
igr
¦~—
г *
с
г
й
о
1

•
>
щ
10*.~1~ Ч~6~в Ю3~2 ? 6810* Z ? 6 8 t,4
Рис. П6.31. График пределов остаточного удлинения: 1—испытания при Tt (?),
2—испытания при Тг (о), после пересчета (ф)
Механические свойства при использовании кривых должны
быть:
до 723 К D50° С) -Rjo,2/.R?<0,7; R%>620 МПа; ZT>24%;
для Г<2-10^ ч:
до 773 К E00° С) Л^,^240МПа, А7^3%;
до 823 К E50° С) RL^210 МПа, А1^Ъ%;
до 873 К F00° С) ifelHMlIa, Al^A%.
Расчетные кривые усталости сплава циркония с 2,5% ниобия
при симметричном цикле приведены на рис. П7.4. Модуль
упругости принят равным 75, 72, 69 ГПа при температурах 523,
573, 623 К B50, 300, 350° С) соответственно.
Механические свойства при использовании кривых должны
быть:
до 523 К B50° С) Д?^335МПа; ZT^57%;
450

110'Z 3 5 1Ог Z 3 5 W3 Z 3 5 10 ч 2 3 5 Ю5 Z 3 5 10е 2 3 51Q7
Число цинлоВ [Л^
Рис. П7.1. Расчетные кривые усталости легированных сталей при длительности
нагружения 2 105
ч
2
103
Ь
3
г
юг
5
3
Z
4П1
,МПа---
ч
is*;
"""
<5
Л
722
23 E5L
Illll
H\h5
5* _ _
v \
0°f)
::: ^
!!! Щ
173 (SOL
Illll
	7*
-:!
У"
t75)
/
•
= = --
I
:: 5=
¦ > i
V 2 3 5 10z 2 Ъ 5 Ю3 2 3 5 /0v 2 3 5 10s 2 3 5 10s Z 3 5 W7
Число цикла'б[Мд]
Рис. П7.2. Расчетные кривые усталости коррозионно-стойких сталей аустенит-
ного класса при длительности нагружения 2-105ч
для t^2-\05 ч:
до 573 К C00° С) Л?«^205МПа, А?^22%;
до 623 К C50° С) ifel40MIIa, AT^24%;
При определении расчетных кривых на рис. П7.1—П7.4
принято по = 2 и % = 10.
Расчетные кривые для промежуточных температур могут
быть получены интерполяцией напряжений.
6. При расчете элементов конструкций из однородных
материалов или их зон, нагруженных только температурными
напряжениями от радиальных перепадов температур (исключая
451

МП
а --
¦ 1 -
-_\\723К({
к77
f ^
„
Ш
-41*
1 —
г\\щ??зE5
""f=—-
73(БОО) —
*^ —w
= := = »
= = = :
t —
-¦ ——
— — -_...
-=?§• = ;;
— = -:::"
1
'" Ю1 2 3 5 Юг 1 3 5 103 2. 3 5 Юч 2 3 5 Ю5 2 3 5 10s 2 3 5 /О7
Число циклов [/VP]
Рис П7 3 Расчетные кривые устачости железоникелевых дисперсионно-твер-
деющих сплавов (ХН35ВТ) при длительности на1ружения 2 105 ч
,МПа —"
rtlt
j- "
ii ==
п
-¦-..
— ^ s s
14 К It
1 II
-••¦ ^
OO'C)-
III
fK B5<
— —
7°ГН

¦B23i
U3501
III
-ii—
||
W1 2 3 5 1OZ 2 3 5 Ю3 2 3 J W4 2 3 5 I05 Z 3 5 10е 2 3 SfO7
Число циклов'[Mo]
Рис ГТ7 4 Расчетные кривые усталости сплава циркония с 2,5% Nb при
длительности нагружения 2 10 ч
зоны краевого эффекта и изменения средней температуры),
например 1епловых экранов, разделительных оболочек и т. п.,
разрушение которых не приводит к выходу рабочей среды за
пределы удерживающих ее несущих элементов, а также смеши-
смешиванию натрия с водной средой, коэффициенты запаса при
расчете этих элементов или их зон на длительную циклическую
прочность в соответствии с пп. 3—5 настоящего приложения
и формулам п. 5.6.6 Норм принимают равными па= 1,5 и nN — 5.
7. Если при расчете по пп. 2—5 настоящего приложения
условия прочности или применимости кривых не удовлетво-
удовлетворяются, го уточнение допускаемого числа циклов или допус-
допускаемых амплитуд местных напряжений, полученных по расчет-
расчетным кривым усталости или формулам, может быть проведено
452

по формулам п. 5.6.6 Норм и пп. 3, 4 настоящего приложения
на основе анализа процесса изменения температур и напряже-
напряжений в рассматриваемой зоне детали в соответствии с ниже-
нижеследующими пунктами.
8. Если нагружение при эксплуатации производится при
различных температурах, то значения R^t и e]nt могут быть
определены с учетом нестационарности теплового режима.
Значение /?т» = (^т«)пр принимают по кривой длительной проч-
прочности при максимальной температуре \ТаH цикла для длитель-
длительности нагружения (fo)np<V-
V (г \ (Оо
где (tJj— общее время нагружения при температуре (Та)}; (ta)j —
время до разрушения по кривой длительной статической
прочности при температуре (Taj) при напряжении (Rmt), вызыва-
вызывающем разрз'шение при температуре (Т„)о за время (/оH.
Подобным способом определяют значение е„,. Для получе-
получения (te)np используется кривая изменения етш при температуре
(ГеH, приводящей к наибольшей потере пластичности при
длительном статическом нагружении. Значение е„1 = (е„,)пр при-
принимают по кривой ее изменения в зависимости от времени до
длительного статического разрушения при температуре (ГЛц для
длительности нагружения (?e)np^f0 (в общем случае (?о)пр^(^е)пР):
(t\ - у (~ \ (^)о
J = 0	Velj
где (т,,), — общее время нагружения при температуре (Те)};
{te)j — время до достижения по кривой изменения е„( при
температуре (Г„); значения (е^,H, соответствующего температуре
(ТеH и времени (teH.
Если значения е^г достигают минимума при некотором
времени до разрушения t\ го при t>t' значение ermt принимают
равным минимальному.
Значения (Rmt)np и (е„,)пр используют для расчета [/Vo] и [aaJ1]
по формулам п. 5.6.6 Норм и пп. 3, 4 настоящего приложения.
На рис. П7.5 и П7.6 приведены примеры определения (Rmt)np
и (<?шг)пр. Показан случай двух рабочих температур, приводимых
к температуре (ТаH при определении (ta)np и температуре,
приводящей к наиоольшей потере пластичности, при опреде-
определении (^)пр.
9. Если при расчете по пп. 2 — 8 настоящего приложения
условие прочности не удовлетворяется, то с целью уточнения
полученного результата расчетное время для рассматриваемого
цикла принимается равным наибольшему из (^о)пр и (te)np.
453

Рис П7 5 Схема учета нестационар-
нестационарности теплового режима при опреде-
определении приведенного предела длитель-
длительной прочности
Рис П7 6 Схема учета нестационар-
нестационарности теплового режима при опреде-
определении приведенного значения длитель-
длительной пластичности
Наибольшее время из указанных, например (te)np, разбивают
на интервалы времени, для которых известно ожидаемое
эксплуатационное число циклов данного типа, и для моментов
времени, отвечающих концу интервалов, выбирают по кривой
длительной прочности при температуре (ТаH и по кривой
изменений ем при температуре (ТеH значения
Rlt и elt (рис. П7.7).
По формулам пп. 5.6.6 Норм и п. 3, 4 настоящего приложе-
приложения проводят расчет допускаемого числа циклов [Л^о] данного
типа, характеризуемого амплитудой напряжений (oaF) и асим-
асимметрией г, используя значения Rmt и ем, отвечающие принятому
разбиению длительности нагружения на интервалы.
Суммарное усталостное повреждение с учетом повреждений
от других типов циклов должно удовлетворять условию
п. 5.6.19 Норм.
10.	Если при расчете по пп. 8, 9 настоящего приложения
значение em не изменяется с течением времени и определяется
лишь температурой, то время нагружения t следует разделить
на отдельные интервалы, соответствующие различным темпера-
температурам рассматриваемого цикла; в пределах этих интервалов,
для которых известно ожидаемое эксплуатационное число
циклов, расчет допускаемого числа циклов [Nq] данного типа,
характеризуемого амплитудой напряжений [ЪаУ и коэффициен-
коэффициентом асимметрии г, проводят по формулам п. 5.6.6 Норм и пп. 3,
4 настоящего приложения, используя значения Rmt и eL,
отвечающие длительности интервалов и значениям температуры
в пределах этих интервалов.
Суммарное усталостное повреждение с учетом поврежде-
повреждений от других типов циклов должно удовлетворять усло-
условию п. 5.6.19 Норм.
11.	В том случае, когда деформации и напряжения получены
из расчета с учетом ползучести, значения Rmt и e1t могут быть
определены по фактическому уровню длительных статических
454

Рис П7 7 Схема учета зависи-
зависимости предела длительной проч-
прочности и длительной пластичности
от времени
повреждений. С этой целью
вычисляют длительные ста-
статические повреждения Dt,
накапливаемые при эксплу-
(te)no
атационном нагружении. Эксплуатационное нагружение включа-
включает все типы циклов при числе повторений, равном ожидаемому
за рабочий ресурс детали, и отражает фактическую среднюю
длительность нагружения для цикла каждого типа и соответст-
соответствующие температуры в рассматриваемой зоне детали.
Длительное статическое повреждение
где t—время до разрушения при длительном статическом
нагружении фактическим приведенным местным напряжением
при соответствующей температуре в рассматриваемой зоне
детали.
При этом учитываются в одинаковой степени повреждения
от напряжений растяжения и сжатия, если для данных значений
температур и напряжений экспериментально не показано отсут-
отсутствие повреждений от напряжений сжатия или их меньшее
значение по сравнению с растяжением.
Значения R^,t и е„, при оценке длительной цикличес-
циклической прочности по п. 5.6.6 Норм и пп. 3, 4 настоящего при-
приложения принимают по кривой длительной прочности при
максимальной температуре цикла и по кривой изменения
emt в зависимости от времени при температуре цикла нагруже-
нагружения, приводящей к наибольшему снижению пластичности, для
длительности нагружения t* = Dtt. Длительное статическое по-
повреждение должно удовлетворять условию Dt ^ 1. При D, = 1
время t* равно t. При нестационарном нагружении (наличие
нескольких типов циклов) должно удовлетворяться условие
прочности по п. 5.6.19 Норм.
Уточнение расчета по данному пункту может быть прове-
проведено так же, как указано в п. 1.9 настоящего приложения.
12. При использовании сталей с содержанием неметал-
неметаллических включений выше 3-го балла, определяемого по
ГОСТ 1778—70, допускаемое число циклов данного типа
следует определять по расчетным кривым усталости пп. 3—5
настоящего приложения при амплитуде напряжения
455

Таблица П7 1 Значения
Материал
Легированные стали и свар-
сварные соединения
Сталь аустенитного класса и
сварные соединения
Железоникелевые дисперси-
онно-твердеющие сплавы и
сварные соединения
Степень
загряз
ценнос-
ценности бал 1Ы
3,0
3,5
4,0
4,5
5,0
3,0
3,5
4,0
4.5
5,0
3,0
\5
4,0
4,5
5,0
К
Лист
350 С
0
0
0
0
0
-
400 С
0
0,04
0,04
0,045
0,05
-
450 С
0
0,07
0,08
0,09
0,Ю
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
500° С
0
0,11
0,12
0,14
0,15
0
0,07
0,08
0,09
0,10
0
0,07
0,08
0,09
0,10
550° С
0
0,14
0,16
0,18
0,20
0
0,14
0,16
0,18
0,20
0
0,14
0,16
0,18
0,20
600° С
0
0,20
0,24
0,28
0,30
0
0,20
0,24
0,28
0,30
где (oaF) — расчетная амплитуда приведенных упругих напря-
напряжений от механических и тепловых нагрузок;
где Къ—коэффициент влияния неметаллических включений,
принимаемый по табл. П7.1; Да — абсолютное значение раз-
разности коэффициентов теплового расширения стали и неметалли-
неметаллических включений по табл. П7.1; AT—размах температуры
цикла, определяемый по формуле
где Ттах и Ттт — максимальная и минимальная температуры
цикла напряжений.
13.	При отсутствии данных о содержании неметаллических
включений расчет допускаемого числа циклов следует прово-
проводить по п. 12, приняв значение коэффициента Кв для 5-го балла.
14.	При расчете длительной циклической прочности сварных
соединений расчетную амплитуду напряжений определяют как
456

коэффициентов
К и
350°С
0
0
0
0
0
__
—
—
—
—
—
-
—
—
Прут
400° С
0
0,025
0.03
0,035
0,04
_
—
—
—
—
_
—
—
—
—
ж, трубная заготовка
450°С
0
0,05
0,06
0,07
0,08
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
500° С
0
0,08
0,09
0,11
0,12
0
0,05
0,06
0,07
0,08
0
0,05
0,06
0,07
0,08
550° С
0
0,10
0,12
0,14
0,16
0
0,11
0,12
0,14
0,16
0
0,11
0,12
0,14
0,16
600° С
_
—
—
—
—
0
0,16
0,18
0 22
0,24
0
0,16
0.18
0,22
0.24
350 С
0
0
0
0
0
—
—
—
—
—
-
—
—
400° С
0
0,02
0,02
0,025
0,03
—
—
—
—
_
—
—
—
—
Лок
4"Ю С
0
0,04
0,045
0,05
0,06
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
эвка
500 С
0
0,06
0,065
0,08
0,09
0
0,04
0,045
0.05
0,06
0
0,04
0,045
0,05
0,06
550° С
0
0,08
0,09
0,10
0,12
0
0,08
0,09
0,11
0,12
0
0,08
0,09
0,11
0,12
600 С
_
—
—
—
—
0
0,12
0,14
0,16
0,18
0
0,12
0,14
0,16
0,18
Да
10 6
1 С
7
10
8
где ф5 — коэффициент снижения длительной циклической проч-
прочности сварного соединения, принимаемый по табл. П7.2 в зави-
зависимости от максимальной температуры цикла.
15. При расчете циклической прочности элементов конструк-
конструкций, работающих в контакте с коррозионно-активной средой
реакторной чистоты, допускаемое число циклов определяют по
расчетной кривой усталости пп. 3—5 настоящего приложения
и формулам пи. 5.6.6 и 5.6.7 Норм (при умеренно повышенных
температурах, не вызывающих ползучесть) для амплитуды
напряжения, определяемой по формуле
где (<заГ)в — амплитуда условного упругого напряжения, опреде-
определяемая по пп. 12, 13 насюящего приложения и разд. 5.3 Норм;
Фк и Фь — коэффициенты коррозионного снижения циклической
прочности основного металла и сварного соединения, опреде-
определяемые в соответствии с требованиями п. 9.6 приложения
2 Норм.
457

«ю<
i&<
&&<
H Я to
о О >?
Бе
бо
Ау
ca
H S to
II
as
458

0,50
0,45
0,60
0,55
OL'O
OL'O
оо оо
о о
1
Без термообра-
термообработки
Аустенизация
Св-02Х17Н10М2-ВИ
SS'O
OS'O
0,60
0,60
OL'O
OL'O
о о
Без термообра-
термообработки
Аустенизация
1
X
3
о
0,45
0,55
ого
SS'O
0,70
0,85
с- о
о ~
Без термообра-
термообработки
Аустенизация
о
в
t—
X ¦
¦ч-
о
и
0,45
0,55
0,55
0,65
0,70
0,80
оо О\
о о
!
Без термообра-
термообработки
Аустенизация
i
1
й
3
6
Электро-
Электрошлаковая
ss'o
os'o
0,55
0,60
0,65
0,70
с- оо
оо
Без термообра-
термообработки
Аустенизация
Св-Х15Н35
0,40
0,45
0,40
0,45
0,45
0,50
о о
1
Без термообра-
термообработки
Аустенизация
ЭП-198
Аргоно-
дуговая
Железо-нике-
Железо-никелевые дис-
персионно-
твердеющие
сплавы
OS'O
SS'O
0,60
!
оо о
0,80
0,85
0,80
SS 2-
Высокий отпуск
Без термообра-
термообработки
Высокий отпуск
48Н-10
48А-1,
ЭА-395/9
0,50
0,30
0,55
0,40
0,60
0,50
Без термообра-
термообработки
Высокий отпуск
48А-1, КТИ-7
Ручная
SS'O
SS'O
0,60
0,6
0,65
0,7
Высокий отпуск
Св-04Х2МА
Автоматиче-
Автоматическая под
флюсом
Сталь 12Х2М
459

16. Влияние контакта с натрием или аргоном реактор-
реакторной чистоты при расчетах длительной циклической прочнос-
прочности не учитывается. Разрешается увеличение допускаемого чис-
числа циклов для зон деталей, работающих в контакте с натри-
натрием или аргоном, состав которых удовлетворяет требова-
требованиям инструкций по эксплуатации за весь эксплуатацион-
эксплуатационный ресурс. За допускаемое число циклов принимается ми-
минимальное из двух значений:
число циклов Т-Л^о], определенное по пп. 1 —14 настоящего
приложения и п. э.б.о Норм для амплитуды напряжения (стаР)Е,
умноженное на коэффициент xNa,
число циклов по расчетной кривой усталости пп. 3—5 на-
настоящего приложения для амплитуды приведенного услов-
условного упругого напряжения (cruF)E, поделенной на коэффици-
коэффициент <pNa. "
Значения коэффициентов xNa и cpNa приведены в табл. П7.3.
17.	При расчете длительной циклической прочности элемен-
элементов конструкций, работающих в условиях нейтронного облу-
облучения, за допускаемое число циклов данного типа принимают
минимальное из двух значений:
число циклов [N0~\j, = \_NQ]/y.r, где [JV0]—число циклов для
амплитуды напряжений по пп. 3—16 настоящего приложения
или формулам пп. 5.6.6, 5.6.7 Норм (при расчетах для условий
умеренно повышенных температур, не вызывающих ползу-
ползучесть);
число циклов по расчетной кривой усталости или соответ-
соответствующим уравнениям для амплитуды напряжений, определен-
определенной по пп. 3—16 настоящего приложения или пп. 5.6.6,
5.6.7 Норм и поделенной на коэффициент cpF.
Значения коэффициентов щ и ц>р приведены в табл. П7.4.
18.	При определении допускаемого числа циклов по рас-
расчетным кривым усталости или формулам п. 5.6.6 Норм для
деталей с поверхностным диффузионным хромонитридным
покрытием амплитуду напряжений (<зар)п вычисляют по
формуле
Фп
где (craF)E — амплитуда условных упругих напряжений, оп-
определяемая по пп. 2—17 настоящего приложения; фп—коэф-
фп—коэффициент, принимаемый равным 0,75 для аустенитных ста-
сталей и железоникелевых дисперсионно-твердеющих спла-
сплавов.

Таблица П7.3 Значения коэффициентов xNa
Ma гериал
Легированные стали
Стали аустенитного
класса
Темпера-
Температура, С
20- 360
400
450
500
550
20 -450
500
550
600
20 -450
500
Коэффи-
Коэффициент
*Na
*n.
4>Na
*Na
4>Na
*Na
4>Na
xNa
4>Na
^Na
<Рш
^Na
<?Na
*Na
4>Na
*Na
ФNa
*Na
4>Na
*Na
H <PNa
Длительность нагружения, ч
101
1
1
1
i
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
102
1
1
1
1
1,5
-
2,0
--
2,5
-
1
1
1,5
-
2,0
2,5
-
1
1
1
Ю3
1
1
1.4
-
2.0
1,05
3,0
1,05
4,0
1.10
1
1
2,0
3,05
3,0
1,05
4,0
1,10
1
1
1,1
104
1
1
1,7
_
2.5
1.05
4,0
1.10
5,5
1.15
1
1
2,5
1,05
4,0
1,10
5,5
1,15
1
1
1,3
i(T
1
1
2,0
-
3,0
1,05
5,0
1,10
7,0
1,15
1
1
3,0
1.05
5,0
1,10
7.0
1,15
1
1
1,5
2 105
1
1
2.1
-
3,2
1,05
5,4
1.10
7.5
1,15
1
1
3,2
1,05
5,4
1,10
7,5
1,15
1
1
1,6

Продолжение табл. П7.3
Материал
Железоникелевые
дисперсионно-
твердеющие
сплавы
Темпера-
Температура, ° С
550
600
Коэффи-
Коэффициент
<?Na
*Na
<PNa
*Na
<PNa
Длительность нагружения, ч
ю1
1
1
1
1
1
102
1
I.I
1,5

103
1,4
2,0
1,05
104
-
1J
2,5
1,05
105
-
2,0
-
3,0
1,05
2-105
2,1
-
3,2
1,05
Примечание. Для промежуточных температур значения коэффициентов xNa и <pNa
получают линейной интерполяцией.
ПРИЛОЖЕНИЕ 8
(рекомендуемое)
РАСЧЕТНО-ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ МЕТОДЫ ОЦЕНКИ
ВИБРОПРОЧНОСТИ ТИПОВЫХ ЭЛЕМЕНТОВ КОНСТРУКЦИЙ
1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
1.1.	Настоящее приложение к Нормам содержит рекомендуе-
рекомендуемые методы расчетной и экспериментальной оценки параметров
вибраций и вибропрочности оборудования и трубопроводов
атомных электростанций.
1.2.	Настоящее приложение содержит методы расчет-
расчетной оценки собственных частот колебаний типовых элемен-
элементов и экспериментальные методы определения вибронапря-
вибронапряженности узлов на моделях и натурных элементах конструк-
конструкций.
1.3.	Для оценки собственных частот колебаний элементов
оборудования в настоящем приложении представлен ряд расчет-
расчетных схем, относящихся к наиболее типичным узлам, таким, как
трубопроводы (стержневые системы), пластинки и пологие
оболочки.
1.4.	Для оценки уровня вибраций и вибронапряженности
в случае отсутствия расчетных методик и сведений о парамет-
параметрах действующих динамических нагрузок предлагаются методы
462

bj bj	г;

экспериментальных исследований, которые проводятся во всех
режимах, предусмотренных программой пусконаладочных ра-
работ, включая начальный этап эксплуатации установок в стаци-
стационарных режимах.
1.5.	В качестве основного условия вибропрочности элемен-
элементов конструкций рекомендуется частотная отстройка собствен-
собственных колебаний от частот детерминированного возбуждения.
На основании экспериментальных данных о вибронапряжен-
вибронапряженном состоянии элементов конструкций предлагается проведение
расчета их долговечности.
1.6.	В качестве детерминированных частот возбуждения
принимаю!:
основную частоту вращения вала насоса
где п — число оборотов вала, мин^1;
частоту электромагнитных сил, вызванную наличием пазов
в статоре и роторе приводных электродвигателей насосов,
60 '
где Zp0T — число пазов ротора;
частоту гидродинамических сил, определяемую количеством
лопаток Z рабочего колеса насоса,
2%Zn
60 '
частоту гидродинамических сил, связанную со срывом
вихрей при поперечном обтекании теплоносителем элементов
конструкций,
w d '
где St — безразмерное число Сгрухаля (например, для одиноч-
одиночного стержня оно принимается равным 0,2, для чисел Рейнольд-
са 300 — 5 • 105); v—скорость потока; d—характерный размер
обтекаемого элемента в поперечном сечении.
1.7. Возбуждение, связанное с пульсациями давлений и ско-
скоростей потока теплоносителя, в частности возникающими при
продольном и косом обтекании элементов конструкций, в об-
общем случае рассматривают как процесс нагружения с широко-
широкополосным спектром, имеющим случайный характер.
В этом случае вибропрочность оценивается расчетом долго-
долговечности элементов по значениям амплитуд переменных на-
напряжений, полученным экспериментально на моделях или
натурных конструкциях.
464

1.8.	В настоящем приложении не рассматриваются вопросы,
связанные с истиранием и износом элементов, вызываемыми
вибрациями.
1.9.	В настоящем приложении рассматриваются процессы,
параметры которых остаются постоянными в течение заданного
ресурса конструкции.
1.10.	Для сложных случаев расчета собственных частот
колебаний пространственных и разветвленных стержневых сис-
систем могут быть использованы приближенные методики и рабо-
рабочие программы, основанные на энергетическом и других
методах.
1.11.	При составлении схем (моделей) для расчета собствен-
собственных частот колебаний конструктивные узлы реакторов, паро-
парогенераторов и трубопроводов представляют в виде простых
элементов, таких, как стержневые системы, пластинки и пологие
оболочки.
1.12.	Системы трубопроводов, трубки, сплошные цилиндры,
несущие балки произвольного сечения в расчетах рассматри-
рассматривают как балки или стержневые системы с заданными
граничными условиями. Тепловые экраны рассматривают как
пологие оболочки. Пластины, опорные плиты рассматривают
как пластинки.
113. Запорно-регулирующую арматуру, установленную на
трубопроводах и других конструктивных элементах, рассматри-
рассматривают в расчетах как сосредоточенные массы
1.14.	Расчет собственных колебаний элементов проводят
с учетом присоединенной массы теплоносителя, но без учета его
движения при условии, что скорость потока v^0,3vkr, где
1 /л?7
vkT = - /	—критическая скорость потока теплоносителя, при
которой наступает потеря устойчивости прямолинейного шар-
нирно опертого элемента трубопровода с длиной пролета /;
т — погонная масса теплоносителя; EJ—изгибная жесткость
стержня
Например, при наружном обтекании одиночного элемента
присоединенная масса принимается равной массе вытесненной
жидкости.
1.15.	Расчет собственных частот изгибных колебаний прово-
проводят без учета демпфирования систем.
2. РАСЧЕТ СОБСТВЕННЫХ ЧАСТОТ КОЛЕБАНИЙ
СТЕРЖНЕВЫХ СИСТЕМ
2.1.	Представленные расчетные схемы относятся только
к плоским стержневым системам.
2.2.	Собственная частота, соответствующая к-й форме из-
465

гибных колебаний стержневых систем с учетом массы теплоно-
теплоносителя, определяется по формуле
Щ ГеГ
к I1 \] тс+тг	'
где Qk = 2nfk; fk—число колебаний в 1 с; (a/)t—к-й корень
частотного уравнения; /—длина участка стержня между опо-
опорами; EJ—изгибная жесткость; тс, тт—погонная масса стерж-
стержня и учитываемого теплоносителя соответственно.
2.3. Для составления частотного уравнения используют
общее выражение собственных форм изгибных колебаний
Х(х) = C1S(ax)+ C2T{ax) + C3U(ax)+ C4V(ax), (П8.2)
где Х(х)— функция координаты х, принимающей значение от
О до /; С1( С2, Съ, С4—произвольные постоянные, определя-
определяемые граничными условиями; S(ax), T(ax), f/(ax), V(<xx)—табу-
V(<xx)—табулированные функции Крылова, определяемые выражениями
S (ах) = - (ch ax + cos ax);
Т(<хх) = - (sh ax + sin ax);
1	У	(П8.3)
U (ах)=- (ch ax — cos ax);
V(ax)=- (sh ax — sin ax).
В качестве граничных условий в опорных сечениях стержня
принимают значения:
прогиба Х@,1);
угла поворота Х'@, /);
момента EJX"@, /);
перерезывающей силы EJX'"@, /), где Х'@, /]; Х"@, /);
Х"'@, I)— 1-я, 2-я и 3-я производные уравнения (П8.2).
Из полученной системы четырех уравнений с учетом (П8.3)
составляется определитель из коэффициентов при постоянных
С15 С2, С3 и С4 и приравнивается нулю.
Раскрытие определителя дает частотное уравнение, корнями
которого является множество значений (a/)t. Для оценочных
расчетов ограничиваются нахождением первых двух-трех корней
(а/), соответствующих основным формам колебаний. Число
подлежащих учету корней частотного уравнения определяется
шириной спектра нагрузок, способных вызвать сколько-нибудь
заметные вибрации.
466

2.4.	Для типовых расчетных схем стержневых систем и ба-
балок с различными условиями закрепления в табл. ГТ8.1—ГТ8.3
приведены значения корней частотных уравнений, соответствую-
соответствующих основным формам колебаний.
В табл. ГТ8.1 даны значения корней частотных уравнений
однопролетных балок при различных вариантах закрепления.
Таблицы ГТ8.2 и ГТ8.3 содержат значения корней частотного
уравнения Г-образных участков стержней в зависимости от угла
гиба \|/ для определения основной собственной частоты колеба-
колебаний в плоскости, перпендикулярной плоскости гиба.
2.5.	В расчетах стержневых систем со ступенчатым измене-
изменением сечений при наличии промежуточных опор и дополнитель-
дополнительных масс при составлении частотных уравнений учитывают
условия сопряжения смежных участков.
Аналитические условия сопряжения записывают в виде:
равенства перемещений Х_ = Х+;
Таблица П8.1 Значения ос/ для стержней с различными
Схема стержня
/7 /// /////
Оперт — оперт
1 t
у v
Защемлен —защемлен
Л п
/У/У/
Защемлен—оперт
<\
1
Защемлен—свободен
Свободен—свободен
условиями
креплении
Номер формы колебаний
1
3,142
4,730
3,927
1,875
0
2
6,283
7,853
7,069
4,694
4,730
3
9,425
10,996
10,210
7,855
7,853
4
12,566
14,137
13,352
10,996
10,996
467

Продолжение табл. ПН 1
Схема стержня
Номер формы колебаний
Свободен - - оперт
3,927
7,069
10,210
Левый не может поворачиваться,
в остальном свободен, правый оперт
1,571
4,712
7,854
10,996
Левый и правый не могут повора-
поворачиваться, в остальном свободны
3,142
6,283
9,425
12,566
Левый защемлен, правый не мо-
может поворачиваться, в остальном
свободен
2,365
5,498
8,639
11,781
Левый свободен, правый не мо-
может поворачиваться, в остальном
свободен
2,365
5,498
8,639
11,781
углов поворота Х'-=Х'+;
моментов [EJX'') _ = (EJX")+;
перерезывающих сил с учетом реакций опор и сосредото-
сосредоточенных массовых нагрузок (EJX'") _ = (EJX'") + + R.
В табл. ГТ8.4 приведены графики первых корней частотных
уравнений для типовых стержней с промежуточными опорами
и сосредоточенными массами.
3. РАСЧЕТ СОБСТВЕННЫХ ЧАСТОТ КОЛЕБАНИЙ ИЗОТРОПНЫХ
ПРЯМОУГОЛЬНЫХ ПЛАСТИН
3.1. Для пластин, опертых по контуру, собственную частоту
колебаний Q, определяют по формуле
468

о — г- -•© \о — о
v~ ОО Г ^ О О*
(^ rO '—' (^ О О
00 (^ О ГП \C l^
ОО ¦— О О ГЧ ЧС О
— О\ О О (N ГЧ Ю
ОгО'Л^ООПО
Г*П Tt Г- U-) ОО г\] о
о oro rn -d- о m
5 оо г- ^t m m го
- -tJ- О^ ОО Г^ Г^- t^~
', u^i/~» ^t -^t -d/ -^
о г-- о о чо гп о
О О\ 00^ ОО Г— Г— f-i
" ' Г ' ' ' "
ооо оооо
о rO ffl И r<* О
ооооооо
469

Таблица П8.4. Значения al стержневых систем с промежуточными опорами
и сосредоточенными массами
Схема стержня
График
Ы.1
3
2
1
(
/
f
1
,y
I'!
100
-
-1
№
1—
,71
/
/
/
/
50
100
t
t)
/lF,7)
3,92
ccL p
I
I /
/
0 ll_
I
т/2 \
I
/ [_
/
f
/
200 wo
act
6,0
5,5
5,0
3,5
0 0,1 0,2 0,3 0,k 0,5 0,6 0,7 0,8
470

X.Z.
5,0
4,5
4ft
3,5
3ft
"T
>-f
?,0
/
1
/
s
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 Ц1
1,875
/
At
\
\
4
s
0	20	W Мж/(т1)
ж/2
1
\
\
2,0 Й^е=
О	20	tO МНгтй
Li-41	0<7
1,871
Ш
*
^—-—
—
0,8
— —
Щ
0,1
¦0,4
-0,3
-0,2
6 cL3l(EJ)
где mt, m2 = \, 2, 3, ...—числа полуволн соответствующих форм
собственных колебаний; alt а2—размеры сторон; D = Eh3/
/[12A—ц2)]—цилиндрическая жесткость; h — толщина пласти-
пластины; р—плотность материала; \i—коэффициент Пуассона.

Таблица П8.5. Значения а для различных граничных условий
Оперт-защемлен
Оперт-свободен
Защемлен-за-
Защемлен-защемлен
Защемлен-
свободен
а2]ах
а
аг\ах
а
а
а
0,5
6,85
0,5
4,40
0.4
9,44
0,8
2,70
0,6
5,92
0,8
2,15
0,5
7,69
1,0
1,70
0,7
5,51
1,2
1,14
0,6
7,05
1,3
1,41
0,8
5,41
2,0
0,70
0,7
7,00
1,6
1,33
0,9
5,50
3,0
0,56
0,8
7,29
1,9
1,36
1,0
5,74
5,0
0,51
0,9
7,83
2,2
1,45
3.2. Для пластин, опертых по двум противоположным
сторонам xt=0; au при различных условиях на сторонах х2 = 0;
а2 собственную частоту определяют по формуле
где а — безразмерный параметр частоты, значения которого для
различных граничных условий на сторонах х2 = 0; а2, приведены
в табл. П8.5.
3.3. Для пластин, защемленных по контуру, собственную
частоту колебаний определяют по формуле
где а—безразмерный параметр частоты, значения которого для
различных отношений сторон а1/а2 при различных числах
полуволн соответствующих форм колебаний т1 и т2 приведены
в табл. П8.6.
4. РАСЧЕТ СОБСТВЕННЫХ ЧАСТОТ КОЛЕБАНИЙ ПОЛОГИХ
ПРЯМОУГОЛЬНЫХ ОБОЛОЧЕК
4.1. Для свободно опертых пологих оболочек с положи-
положительной кривизной и постоянными радиусами кривизны Rt и R2
собственные частоты колебаний определяют по формуле
где а„т — параметр, определяемый выражением
472

473

1 (rm\ 1
где 8 — толщина оболочки; т, п — число полуволн в направле-
направлениях а1( а2 для соответствующих форм колебаний; а1: а2—рас-
а2—расстояния между краями оболочки вдоль линий с радиусами
кривизны Rt и R2.
Для цилиндрической оболочки следует положить R1 = oo;
R2 = R; для сферической оболочки RX = R2 = R.
5. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ МЕТОДЫ ИССЛЕДОВАНИЯ ВИБРАЦИЙ
5.1.	ЦЕЛЬ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ
5.1.1.	Экспериментальные исследования параметров вибра-
вибраций (вибродеформаций и вибронапряжений, перемещений, ско-
скоростей, ускорений и частотных спектров) элементов конструк-
конструкций проводят в тех случаях, когда на стадии предварительных
расчетов отсутствуют сведения о характеристиках действующих
нагрузок и их спектров.
5.1.2.	Экспериментальные исследования вибраций проводят с цглью:
определения уровня вибраций оборудования, для которого
их предельно допустимые значения оговорены технической
документацией;
определения динамических характеристик элементов
конструкций;
определения параметров вибраций конструкций для после-
последующей оценки их вибропрочности;
накопления данных, необходимых для разработки и со-
совершенствования методов расчета и проектирования конструк-
конструкций с учетом воздействия вибрационных нагрузок.
5.2.	МЕТОДЫ ИССЛЕДОВАНИЙ
5.2.1.	Для определения параметров вибраций и вибронапря-
вибронапряженности конструкций применяют методы виброметрирования
и динамического тензометрирования.
5.2.2.	Выбор метода исследований должен проводиться
с учетом целей и условий проведения исследований.
5.3.	ОБЪЕКТЫ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ
5.3.1. Экспериментальное определение пиковых, средних или
среднеквадратических значений параметров вибраций можно
474

проводить на натурных конструкциях или на их моделях,
выполненных в соответствии с требованиями условий подобия
по гидродинамике и динамическим свойствам конструкций.
5.3.2.	Экспериментальные исследования на моделях и на-
натурных конструкциях при решении задач пп. 5.1.1. и 5.1.2
настоящего приложения могут проводиться на всех стадиях
проектирования и отработки конструкций.
5.3.3.	При выборе модели исследования следует руководст-
руководствоваться рекомендациями разд. 5.3 и 5.4 приложения 3 Норм.
5.4.	УСЛОВИЯ ПРОВЕДЕНИЯ ЭКСПЕРИМЕНТА
5.4.1.	В качестве исходной информации при постановке
эксперимента должны быть использованы данные по режимам
работы конструкций, характеристикам оборудования и пара-
параметрам теплоносителя.
5.4.2.	На основании исходной информации по объекту
испытаний (см. п. 5.4.1 настоящего приложения) проводят
предварительный анализ вибронапряженности конструкции с це-
целью определения зон повышенной напряженности и сечений
с максимальными виброперемещениями.
5.4.3.	В качестве контрольных точек измерений в соот-
соответствии с п. 5.4.2 настоящего приложения выбирают:
зоны соединений различных конструктивных элементов;
зоны гибов трубопроводов;
места крепления (заделок) элементов конструкций;
сечения с возможными максимальными прогибами при
колебаниях по низшим формам.
5.5.	ДИНАМИЧЕСКОЕ ТЕНЗОМЕТРИРОВАНИЕ
5.5.1.	При исследованиях вибронапряженности элементов
конструкций методом динамического тензометрирования сле-
следует руководствоваться рекомендациями пп. 5.5.1 и 5.5.2 при-
приложения 3 Норм.
5.5.2.	Для записи быстропротекающих процессов применяют
универсальные записывающие многоканальные светолучевые
осциллографы и многоканальные технические магнитографы,
работающие в широком диапазоне частот.
5.6.	ВИБРОМЕТРИРОВАНИЕ
5.6.1. В качестве первичных преобразователей механических
колебаний могут быть использованы приборы, в основу
которых заложены такие принципы преобразования, как оми-
омический, емкостный, индуктивный, индукционный, оптический,
пьезоэлектрический и т. д.
475

Для практического использования применяют преобразо-
преобразователи и вторичную измерительную аппаратуру, имеющие
нижнюю граничную частоту начиная с долей или единиц герц.
5.6.2.	Для записи вибрационных процессов применяют
приборы, указанные в п 5.5.2 настоящего приложения
В качестве регистрирующих устройств, необходимых для
накопления и хранения информации, могут служить много-
многоканальные технические магнитографы, позволяющие при ана-
анализе процессов многократно воспроизводить требуемые реа-
реализации.
5.6.3.	Для частотного анализа применяют спектроанализа-
торы с записью уровней вибрационных процессов на соот-
соответствующих самописцах.
5.6.4.	Терминология и определения основных понятий в об-
области виброизмерительных приборов должны соответствовать
ГОСТ 16819—71.
5.6.5.	Выбор виброизмерительных приборов для проведения
экспериментальных исследований должен удовлетворять требо-
требованиям ГОСТ 25865—83.
5.6.6.	Методы и средства поверки виброизмерительных
устройств с пьезоэлектрическими измерительными вибро-
вибропреобразователями, работающими в диапазоне частот
1 — 12 000 Гц, должны удовлетворять требованиям ГОСТ
8.246—77.
5.6.7.	Проверка виброизмерительных приборов должна про-
проводиться не реже чем 1 раз в год.
5.7. ОБРАБОТКА РЕЗУЛЬТАТОВ
5.7.1.	При расшифровке осциллографических записей и спект-
спектрограмм определяют действительные значения параметров виб-
вибраций и основные частоты энергетического спектра вибраций,
позволяющие установить характер колебательного процесса.
5.7.2.	Обработку записей вибрационных процессов, имеющих
случайный характер, проводят с привлечением методов спект-
спектрального и корреляционного анализа.
6. РЕКОМЕНДУЕМЫЕ МЕТОДЫ ОЦЕНКИ ВИВРОПРОЧНОСТИ
ЭЛЕМЕНТОВ КОНСТРУКЦИЙ
6.1. Одним из критериев обеспечения вибропрочности яв-
является условие отстройки собственных частот колебаний эле-
элементов конструкций от дискретных частот детерминированного
возбуждения, определяемых по п. 1.6 настоящего приложения.
Условие отстройки собственных частот для первых трех
форм колебаний элементов конструкций в каждой плоскости
записывается в виде
476

где Q, — низшая собственная частота колебаний (/ = 1, 2, 3);
ю — частота возбуждения.
Для более высоких форм колебаний при наличии высоко-
высокочастотных возбудителей вибраций условие отстройки имеет
следующий вид:
Q,/co^l,l или QJ&^0,9 (f=4, 5, ...)•
В случае невозможности выполнения требований данных
условий необходимо показать, что уровни вибраций элементов
конструкции находятся в допустимых пределах.
6.2.	Для исключения возможных соударений однотипных
элементов конструкций, объединенных в группы (пакеты),
принимают условие, удовлетворяющее неравенству
A<(t-d)/2,
где А — максимальная амплитуда виброперемещений элемента;
/—шаг элементов с наибольшим размером d в поперечном
сечении.
Для произвольных элементов, расположенных с зазором А,
данное условие принимают в виде
\А1\ + \А2\<А,
где А1 и А2 — амплитуды виброперемещений соответствующих
элементов.
Для колебательных процессов, имеющих случайный харак-
характер, значения амплитуд А, А1 и А2 устанавливаются с учетом их
рассеивания с заданной вероятностью; например, для нормаль-
нормального закона распределения при вероятности 0,997 значения
амплитуд принимаются равными А + Зо, где ст — среднеквад-
ратическое отклонение от среднего значения А.
6.3.	Расчетную оценку долговечности элементов конструкций
в случае наложения на основной цикл нагружения вибронапря-
вибронапряжений проводят по методике, изложенной в п. 5.6 Норм.
При расчете повреждения а2 в случае узкополосного спектра
используются максимальная среднеквадратическая амплитуда
высокочастотных местных напряжений и соответствующая ей
частота.
При широкополосном спектре значение а2 определяется как
сумма повреждений для тех амплитуд местных напряжений
и соответствующих им частот, которые вызывают повреждения
более 10% максимального повреждения на одном из сочетаний
амплитуды — частоты из всего спектра. Асимметрия цикла
определяется с учетом среднего напряжения, принимаемого
равным постоянному местному напряжению от механических
и тепловых нагрузок с включением остаточных напряжений
растяжения.
477

Повреждение а*ъ определяется с учетом трех максимальных
амплитуд высокочастотных напряжений без учета концентрации
<ста>1, <ста>2, <сга>з и соответствующих им частот /1(/2,/3
для каждого типа цикла переменного напряжения на переход-
переходных режимах. Для низкочастотного цикла /-го типа по формуле
E.44) п. 5.6.20 Норм определяются значения х1{, x2j, x3i, а при
определении (аз), рассчитываемого по формуле E.43) Норм,
коэффициент X; определяется по формуле
Доля повреждения а™ определяется по формуле E.39)
Норм с учетом максимальной амплитуды высокочастотного
напряжения при прохождении резонанса. Число циклов оп-
определяется с учетом времени эксплуатации в условиях ре-
резонанса. Асимметрия цикла высокочастотного нагружения
определяется местным напряжением от механических и тепло-
тепловых нагрузок при эксплуатации с учетом остаточных напря-
напряжений растяжения для середины интервала времени, соответст-
соответствующего резонансу.
ПРИЛОЖЕНИЕ 9
(рекомендуемое)
РАСЧЕТ НА СЕЙСМИЧЕСКИЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ
1. ОБОБЩЕННЫЕ СПЕКТРЫ ОТВЕТА
Обобщенные спектры ответа, приведенные на рис. П9.1
и П9.2, соответствуют сейсмичности площадки 9 баллов,
относительному демпфированию .?=0,02 и рекомендуются для
оборудования и трубопроводов в составе унифицированных
АЭС с ВВЭР-1000. Для сейсмичности ниже 9 баллов значения
ускорений, полученные по рис. П9.1 и П9.2, умножают на
коэффициент пересчета из табл. П9.1.
Таблица П9.1. Значения коэффициента пересчета
Сейсмичность площадки
Коэффициент пересчета
8
0,5
7
0,25
6
0,12
5
0,06
Значения ускорений для промежуточных отметок обо-
оборудования или трубопроводов могут быть определены интер-
интерполяцией.
478

Ю 12
16 18 20 ZZfJa,
Рис. П9.1. Обобщенные спектры ответа горизонтальных колебаний при ^=0,02
и сейсмичности площадки 9 баллов
Рис. П9.2. Обобщенные спектра ответа вертикальных колебаний при АГ=0,02
и сейсмичности площадки 9 баллов
2. УНИФИЦИРОВАННЫЕ МЕТОДЫ РАСЧЕТА
ОБОРУДОВАНИЯ И ТРУБОПРОВОДОВ
НА ПРОЧНОСТЬ ОТ СЕЙСМИЧЕСКИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ
2.1. УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ, ИНДЕКСЫ И ОПРЕДЕЛЕНИЯ
NLC—нелинейная система
LC—линейная система
DAM—метод динамического анализа
LCM—линейно-спектральный метод
ш,-, — коэффициент инерции /-й парциальной системы (диаго-
(диагональный элемент матрицы [М])
[С] — матрица жесткости
[М] — матрица масс (инерции)
479

{х}, {х}, {х}—векторы относительных перемещений, скоростей и уско-
ускорений соответственно
N—число степеней свободы
\В ] — матрица демпфирования
[R] — вектор реактивных сил от «нелинейных связей»
{cos a} — вектор направляющих косинусов
Ф@—ускорение основания расчетной модели (акселерограмма)
{F} — результирующий вектор внешних нагрузок
/— собственная частота, Гц
а — ускорение, м/с2
Н' — отметки оборудования или трубопровода, м
ю — круговая собственная частота колебаний оборудования
или трубопровода в воздушной среде, рад/с
ю — круговая собственная частота колебаний оборудования
или трубопровода в жидкой среде, рад/с
С—коэффициент жесткости, Н/м
Сq — коэффициент сдвига
м—масса части оборудования или трубопровода
_М—присоединенная масса жидкости, кг
Mred — приведенная масса части оборудования или трубопрово-
трубопровода с учетом присоединенной массы жидкости, кг
Afj—погонная масса части оборудования или трубопровода,
кг/м
Мо — масса жидкости, вытесненной погруженной в нее частью
оборудования или трубопровода, кг
g —9,81 м/с2—ускорение свободного падения
G—вес, Н
q — сила, Н
т—момент силы, Н-м
Е—модуль упругости, Н/м2
\\,—коэффициент Пуассона
?, — коэффициент присоединенной массы
М' — функция от координат части оборудования, представ-
представляющая распределение ее массы, кг
А—функция от координат части оборудования, определяю-
определяющая форму рассматриваемого колебания и представляю-
представляющая отношение перемещений точек части оборудования
к перемещению точки приведения, которое принимается
равным единице
§—перемещение, м
А^ —площадь поперечного сечения, м2
I—длина элемента конструкции, м
d—диаметр, м
t—шаг отверстий, м
s — толщина, м
/—момент инерции поперечного сечения, м4
/0 — момент инерции вращения массы, кг • м2
i—радиус инерции, м
z — число элементов конструкции
Eh3
D=—;	rr — цилиндрическая жесткость, Н • м
12Aц2)
480

Индексы
i—для параметров, относящихся к г'-й части оборудования
st—для параметров, относящихся к статической нагрузке (от
собственного веса)
кг — для критического значения при расчете на устойчивость
red—для параметров, относящихся к точке приведения
/—для параметров, относящихся к лапам
w—для параметров, относящихся к болтам
а — наружный
ОПРЕДЕЛЕНИЯ
Опорная связь {опора) — конструкция, соединяющая оборудование
или трубопровод с точкой крепления (анкерный болт, крепежная лапа,
опорный фланец, амортизатор и т. п.).
Неопорная связь — конструкция, соединяющая агрегаты оборудова-
оборудования между собой (патрубок, сильфон, трубопроводы и т. п.).
Амортизатор — механизм или гидромеханизм, соединяющий обо-
оборудование с точкой его крепления в целях повышения прочности этого
оборудования при сейсмических нагрузках. Конструкция амортизатора
должна обеспечивать малую жесткость его при температурных переме-
перемещениях оборудования и большую жесткость при сейсмических нагрузках.
Жидкость, в которой находится колеблющееся тело, считают
безграничной, если размер сосуда в направлении колебания тела более
чем в 5 раз превышает максимальный размер тела в этом направлении.
2.2. ВЫБОР МЕТОДА РАСЧЕТА
Метод расчета выбирается в соответствии с табл. П9.2.
Трубопроводы допускается рассматривать как линейные сис-
системы.
Исходными данными по сейсмическому воздействию явля-
являются акселерограммы или спектры ответа.
Таблица П9.2. Рекомендации по выбору метода расчета и исходных данных
сейсмического воздействия
Тип расчетной модели
LC
NLC
Метод расчета
DAM или LCM
DAM
Исходные данные по воздействию
Акселерограммы или спектры
ответа
Акселерограммы
2.3. ПРИНЦИПЫ ПОСТРОЕНИЯ МЕХАНИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ
И РАСЧЕТ ЕЕ ПАРАМЕТРОВ
2.3.1. Принципы построения и требования к механической
модели оборудования.
481

Для проведения расчетов элементов оборудования на проч-
прочность от сейсмических воздействий составляют механическую
модель оборудования, состоящую из масс, соединенных между
собой и с точками крепления связями. Элементы оборудования,
имеющие малую массу (узел крепления, амортизатор и т. п.),
вносят в модель только как связь, обладающую определенной
жесткостью. Если оборудование состоит из отдельных агрега-
агрегатов, жестко закрепленных и имеющих неопорные связи, эти
связи в дальнейших расчетах не учитывают.
Расчетная механическая модель оборудования или трубопро-
трубопроводов должна отражать основные динамические свойства
рассматриваемой конструкции, удовлетворять объему необходи-
необходимой расчетной проверки и возможностям программ расчета на
ЭВМ и (или) выбранным методам расчета.
2.3.2. Расчет основных параметров механической модели
оборудования.
2.3.2.1. Для части оборудования, которая может быть
схематизирована в виде сосредоточенной массы со связью,
массу и коэффициент жесткости определяют на основе чер-
чертежей. Для вычисления коэффициента жесткости используют
методы сопротивления материалов.
Круговую собственную частоту определяют по формуле
2.3.2.2. Для определения массы, коэффициента жесткости
и круговой собственной частоты деталей и сборочных единиц
с распределенными параметрами используют метод приведения,
который заключается в следующем:
1)	задают определенную кривую прогиба, которая может
иметь место при колебаниях (в первом приближении — это
кривая статического прогиба от весовых нагрузок);
2)	выбирают точку приведения (точка может быть выбрана
произвольно, но должно выполняться условие: при колебаниях
конструкции перемещение точки приведения отлично от нуля);
3)	вычисляют для принятой точки приведения приведенную
массу Мгей;
4)	определяют круговую собственную частоту по формуле
В общем случае для части оборудования с распределенными
параметрами
где I15fed = 1 — потенциальная энергия части оборудования при
перемещении точки приведения, равном единице. Значения
Mred и Cred могут быть вычислены также по формулам
482

M _
red (W
Приведенные коэффициенты жесткости могут быть определе-
определены методами сопротивления материалов. Причем для деталей
малой длины (s/1^0,3) следует учитывать влияние сдвига,
умножая приведенный коэффициент жесткости на коэффициент
сдвига CQ, определяемый в зависимости от формы детали.
2.3.2.3. Если для части оборудования с постоянным попереч-
поперечным сечением (постоянная погонная масса Мх) в качестве
кривой прогиба выбрана кривая статического прогиба от
сосредоточенной силы F, приложенной в точке приведения, то
о
где Ар(§) — относительная кривая статического прогиба от силы
F; 9 — относительная координата.
В этом случае приведенный коэффициент жесткости равен
силе (или моменту), вызывающей в направлении действия
перемещение точки приведения, равное единице.
2.3.2.4. Приведенную массу части оборудования, находяще-
находящегося в жидкой среде, определяют с учетом присоединенной
массы жидкости по формуле
Присоединенную массу жидкости вычисляют по формуле
2.3.2.5. Для частей оборудования, находящихся в безгранич-
безграничной жидкости, Е, следует принимать в соответствии с табл. П9.3.
\ 2.3.2.6. Коэффициент Ь, для цилиндрических элементов, нахо-
находящихся в ограниченных объемах воды, можно определить по
рис. П9.5.
2.3.2.7. Погонную массу стержня М± с учетом присоединен-
присоединенной массы вычисляют по формуле
где М2 — присоединенная погонная масса жидкости, опреде-
определяемая по формуле М2 — ^М01, М01 — масса жидкости, вытес-
вытесненная стержнем единичной длины.
2.3.2.8. Для сосуда или стержня, полностью заполненного
жидкостью, а также для вертикальных цилиндрических сосудов
с отношением высоты жидкости к радиусу сосуда больше
четырех присоединенная масса жидкости равна массе жидкости.

Таблица П9.3. Значения коэффициента
Форма
Длинный
Короткий
Пакет цш
ней
Шар
части оборудования
цилиндр (/>8d)
цилиндр (/<8rf)
шндрических стерж-
Направление перемещения при
колебаниях
Перпендикулярно продоль-
продольной оси
То же
»
Любое
По
По
1
1,0
рис. П9.3
рис. П9.4
0,5
4
1,0
ОН
0,6
04
1/П
Рис. П9.3. Коэффициент присоединенной
массы для одиночных цилиндрических
стержней при колебаниях в безграничном
объеме жидкости
5,0
4,2
2,6
1,8
1,0
	¦
/
/
/
/
J
/
/
I
0,5 0,7 0,9 d/t
Рис. П9.4. Коэффициент присоединенной массы для пакетов стержней:
я—расположение стержней по треугольной сетке; б—расположение стержней по квадрат-
квадратной сетке; в—коэффициент \
2.3.2.9. Круговую собственную частоту части оборудования,
погруженной в жидкость, определяют по формуле
484

г
50
40
30
20
15
Ю
8
л
II
II
11
ill
\
\
1 \
\у
\
\
\
V
\
/
Л
V
\
у
>
\
/
4S(
<i
s
/
/
—
•
s
s
/
/
s
/
/
>
s.
¦v.
V
/
/
'a
/
/
= 00
,30
,5
,3
/Z
^
1	,
1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 b/a
Рис. П9.5. Схема (а) и зависимость коэффициента присоединенной массы от Ь/а
для одиночных стержней при колебаниях в ограниченном объеме жидкости (б).
При 1/а<2 во всех случаях следует принимать ^=1,0
или
2.3.2.10, Частоту свободных колебаний части оборудования,
которая может быть схематизирована в виде прямолинейной
однопролетной балки постоянного поперечного сечения, опре-
определяют по формуле
где х—коэффициент, определяемый в соответствии с
табл. П9.4.
Для этих же частей оборудования в табл. П9.4 приведены
значения приведенных жесткостей и приведенных масс.
2.4. РАСЧЕТ ТИПОВЫХ КОНСТРУКЦИЙ, СБОРОЧНЫХ ЕДИНИЦ
И ДЕТАЛЕЙ ОБОРУДОВАНИЯ
2.4.1. Выбор расчетных схем.
2.4.1.1.	Расчетные схемы основных типовых частей оборудо-
оборудования приведены на рис. П9.6 и П9.7.
2.4.1.2.	Выемную часть реактора, состоящую, например, из
выемного экрана, в нижней своей части соединенного с плитой,
485

Таблица П9.4. Значения приведенных жесткостей я масс
Расчетная схема
22,4
15,4
9,86
3,52
200-
102-
48,5
0,43 MJ
0,5 MJ
0,25 MJ
при расчете в горизонтальном направлении рассматривают как
консольную цилиндрическую балку, которая нагружена равно-
равномерно распределенной массой экрана и сосредоточенной массой
плиты. Верхний контур балки жестко защемлен, а нижний
контур подкреплен жесткой плитой.
2.4.1.3.	Технологический канал рассматривают как стер-
стержень переменного поперечного сечения, имеющий жесткую
заделку в опорной плите и промежуточные шарнирные опо-
опоры в местах прохода канала через дистанционирующие пер-
перфорированные плиты. Стержень нагружен распределенной мас-
массой.
2.4.1.4.	Привод системы управления и защиты (СУЗ)
рассматривают как консольную стержневую систему, состоя-
состоящую из трубчатых стержней ступенчато-переменного сечения,
которые нагружены распределенной собственной массой и со-
сосредоточенной массой приводных механизмов. Стержневая
система имеет податливую заделку в крышке за счет податли-
податливости узла крепления привода СУЗ к крышке.
2.4.1.5.	Трубки теплообменных аппаратов считают балками
постоянного сечения, защемленными в опорах (трубных досках,
диафрагмах) и нагруженными равномерно распределенной
массой.
2.4.1.6.	Плиты, диафрагмы, трубные доски, крышки, плоские
экраны и другие аналогичные конструкции рассматривают как
сплошные плиты. В зависимости от конструкции крепления
контур плиты считается защемленным или свободно опираю-
опирающимся. В случае расчета трубных досок или иных перфориро-
перфорированных конструкций в расчет вводятся приведенные характе-
характеристики, сводящие перфорированную плиту по жесткости
к сплошной.

Рис. П9.6. Расчетные схемы типовых узлов:
а—выемная часть; 6—привод СУЗ; в—технологический канал
Рис. П9.7. Расчетные схемы типовых узлов:
а — трубка теплообменника, б—перфорированная плита
Принимается, что плита нагружена равномерно распределен-
распределенной массой.
2.4.2. Расчет основных параметров механической модели для
типовых деталей.
2.4.2.1. При расчете собственной частоты колебаний корпус-
корпусного оборудования масса узлов крепления ввиду ее малости по
сравнению с массой оборудования не учитывается.
Приведенная жесткость узла крепления определяется по
формуле
C
гол ~
redl
Для болта в направлении его оси
487

4-
я а)
5)
h
Рис. П9.8. Эскиз конструк-
конструкции (а) и расчетная схема (б)
узла крепления с лапами
типа балок
Рис. П9.9. Эскиз конструкции (а) и расчетная схема (б) узла крепления
с опорными фланцами
Приведенные коэффициенты жесткости лап (опорных флан-
фланцев, нажимных фланцев) вычисляют:
для лапы типа балка (рис. П9.8) — по формуле
I3
1
для опорного фланца (рис. П9.9) — по формуле
С =^— С "
1
где й, Z) — размеры опорного фланца.

a/b
a
1,05
0,0001
T а б л и ца
1,1
0,0004
1,15
0,0014
П9.5.
1,2
0,003
Значения коэффициента а
1,25
0,005
1,5
0,025
2,0
0,088
3,0
0,209
4,0
0,293
5,0
0,35
Численные значения коэффициентов а приведены в табл. П9.5.
Для секторных лап (рис. П9.10)
_
red'1
Es3 mZt
a2a 2na
г лет—длина дуги одной лапы, измеренная по окружности ради-
радиусом а. Значение CQ определяют так же, как для опорного фланца.
Для лап и опорных фланцев, подкрепленных ребрами
жесткости (рис. П9.11),
Cred,l	~j
/2 J Ь(х)
dx,
гдег—число секций; ht, h2—расстояния соответственно от верх-
верхней и нижней кромок поперечного сечения; s (x)—статический мо-
момент инерции площади поперечного сечения; Ь{х)—ширина секции.
Для крепления с помощью башмаков (рис. П9.12)
где C'redj—приведенный коэффициент жесткости башмаков, вы-
вычисляемый по формулам для лап типа балок; С'1ейЛ — приведен-
приведенный коэффициент жесткости опорного фланца, вычисляемый по
формулам для опорных фланцев; z—число башмаков;
aw,bw — размеры башмаков (см. рис. П9.12). Для нажимного
фланца (рис. П9.13)
С -ni-f^-C- С -
где a, b, h — размеры нажимного фланца (см. рис. П9.13).

Рис. П9.10. Схема узла крепления с се-
секторными лапами
Рис. П9.П. Схема подкрепления лап
и опорных фланцев ребрами жест-
жесткости
Нейтральная ось
А-А
2.4.2.2. Приведенные коэффициенты жесткости и массу
цилиндрического корпуса оборудования с креплением к фунда-
фундаменту по схемам, представленным на рис. П9.14, а и 5,
определяют в следующем порядке.
При расчете колебаний в направлении оси корпуса в соответ-
соответствии со схемой, представленной на рис. П9.14, в,
Cred = {EAs)ll;
Для корпусов с креплением в средней части (рис. П9.14, б)
При расчете колебаний в поперечном направлении (рис.
П9.14,г)
Сп =
490
1
red = 0,26 MJ.

Для двухопорного корпуса (рис. П9.15) при колебаниях в напра-
направлении, перпендикулярном оси,
'-'red
Башмак
2.4.2.3. Приведенный коэф-
коэффициент жесткости и массу
для консольно закрепленного
экрана определяют так же, как
для корпусов, показанных на
рис. П9.14. Для экранов с ог-
ограничителями перемещений
(рис. П9.16) при расчете коле-
колебаний в поперечном направ-
направлении
Сп —
Q O,l+2,5P+I5,2p2'
Рис. ГТ9.12. Схема узла крепления
с помощью башмаков
Рис. ГТ9.13. Эскиз конструкции (а)
и расчетная схема (б) узла крепления
с нажимными фланцами
6)
491

fF
Llll
\
Рис. П9.14. Схема крепления корпуса к фундаменту в нижней (а) и средней F)
частях и расчетная схема для продольных (в) и поперечных (г) колебаний
где
dl+d2
I2 '
Mred = 0,437^/.
Расчетные значения Cred и Mred при колебаниях в направле-
направлении оси экрана определяют так же, как для корпусов при
колебании их в продольном направлении (см. рис. П9.14, в).
2.4.2.4. При расчете приведенных коэффициентов жесткости
и массы крышки или перфорированной плиты при /г/я > 0,3
(рис. П9.17) крышку или плиту считают сосредоточенной
массой. При hja < 0,3 в случае поперечных колебаний значения
Crei и Mred находят из следующих зависимостей:
для крышек, заглушек и других элементов типа сплошных
круглых пластин
для перфорированных плит
Mred=0,3M,
где фи—коэффициент ослабления при изгибе.
2.5. ЛИНЕЙНО-СПЕКТРАЛЬНЫЙ МЕТОД РАСЧЕТА
2.5.1. В основу линейно-спектрального метода положен
метод приведения, который позволяет свести линейную систему
492

EU,Mi
J_
2
Рис. П9.15. Эскиз конструкции (а) и расчетная схема (б) крепления двухопорного
корпуса к фундаменту
Рис. П9.16. Схема экрана с ограничителем
перемещений	'/
У
гггг *тт
с N степенями свободы к N эквивалентным системам с одной
степенью свободы, наложение колебаний которых дает в сумме
колебание исходной системы.
2.5.2. Для использования метода приведения определяются
собственные значения и векторы системы однородных алгеб-
алгебраических уравнений вида
= 1, 2, ..., N,
где {x}J = {x1j...xij:..xNj}—j-й собственный вектор, соответ-
соответствующий собственному значению Хг
При этом собственная частота j-й формы колебаний
2.5.3.	При определении сейсмических нагрузок в расчете
учитывают S низших форм колебаний (S^N), собственная
частота которых не превышает наибольшую частоту, для
которой заданы спектры ответа.
2.5.4.	Сейсмическую нагрузку, действующую в направ-
направлении г'-й обобщенной координаты и соответствующую
j-й форме собственных колебаний системы, определяют по
формуле
где ф;-—ускорение, определенное по спектру ответа для частоты
493

Рис П9 17 Эскиз конст-
конструкции (а) и расчетная
схема (б) крышек и пер-
перфорированных плит
Ф ,=i:
— постоянная у-й формы колебаний, а, — угол между направ-
направлениями сейсмического воздействия и г-й обобщенной коорди-
координаты.
2.5.5 Внутренние усилия (напряжения) в связях расчетной
модели определяют от действия статически приложенных
в узлах сейсмических нагрузок StJ раздельно и суммируют для
каждой формы колебаний по формуле
где Npk— расчетное усилие в к-м рассматриваемом сечении;
Nkj—усилие определенного вида в сечении к для у-й формы
колебаний.
2.5.6. Относительные перемещения расчетной модели в на-
направлении г-й обобщенной координаты у-й формы колебаний
определяют по формуле
Расчетное значение перемещения в направлении г-й обобщен-
обобщенной координаты находят так:
Эта зависимость может быть использована для определения
скоростей и ускорений, если одновременно выполнено условие
494

В случае, если это условие не выполнено, то расчетное
значение определяют по формуле
Р С пг	у
где р — количество групп собственных частот, для которых
выполняется условие (щ — юк_1)/юк<0,1.
2.5.7. Результирующие значения внутренних усилий, напря-
напряжений, а также перемещений, скоростей и ускорений в конструк-
конструкции, которая была представлена совокупностью
плоских стержневых расчетных моделей и рассчитывалась
отдельно по каждому из взаимно перпендикулярных направле-
направлений, определяют по формуле
где Ррк — результирующее значение параметра в к-м рассмат-
рассматриваемом сечении (узле); Ркп — значение параметра определен-
определенного вида в к-м сечении (узле), полученное для «-го направления
перемещений.
При этом должны быть учтены условия, оговоренные
в п. 2.5.6.
Данный способ суммирования может быть также применен
при использовании других методов расчета.
2.6. МЕТОД ДИНАМИЧЕСКОГО АНАЛИЗА СЕЙСМОСТОЙКОСТИ
2.6.1.	При проведении расчетов методом динамического
анализа в качестве внешнего сейсмического воздействия за-
задаются акселерограммы движения оснований (опор) расчетной
модели.
2.6.2.	Динамический анализ систем с конечным числом
степеней свободы, в том числе нелинейных при одинаковой
закономерности кинематического возбуждения опор, прово-
проводится методами численного интегрирования систем дифферен-
дифференциальных уравнений вида
[М] [х} + [В] [х} + [С] {x} + R= -$(t) [M] {cosoc}
2.6.3.	Вектор реактивных сил {R}, действующих в направле-
направлении обобщенных координат системы, представляет собой сумму
реакций дополнительных нелинейных связей системы: демпфе-
демпферов, амортизаторов, упругих упоров с зазорами (включающихся
связей), элементов сухого трения и т. п.
495

2.6.4.	Результирующий вектор внешних нагрузок, действую-
действующих на систему в любой момент времени, определяют по
формуле
{F} = [C]{x}.
2.6.5.	По вычисленному значению вектора {F} определяют
внутренние усилия и напряжения в расчетных сечениях системы.
3. МЕТОДИКИ РАСЧЕТА ТРУБОПРОВОДОВ
НА СЕЙСМИЧЕСКИЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ
3.1.	ВВОДНАЯ ЧАСТЬ
Приведенные в настоящем разделе методики могут быть
использованы для расчета трубопроводов категории И.
Методики основаны на статистической теории сейсмостой-
сейсмостойкости конструкций.
3.2.	МЕТОДИКА РАСЧЕТА ТРУБОПРОВОДОВ ПО СПЕКТРАМ ОТВЕТА
3.2.1. Дополнительные условные обозначения
х, у, z— индексы системы координат трубопровода
(CTs)S2— группа приведенных мембранных и общих
изгибных напряжений только от сейсмических
воздействий (спектра ответа ПЗ*)
(сХг *; (сО*2 „; (gs)S2 , — компоненты напряжения (с,),2
CTmas,x(j>, Z)— максимальное приведенное напряжение в тру-
трубопроводе от нагрузок собственной массы,
приложенной по осям х, у и z
/i,x(j> z)— первая собственная частота колебаний отно-
относительно оси х (у или z)
Kh— коэффициент изменения максимального уско-
ускорения (сейсмического воздействия) по высоте
сооружения. Для АЭС с ВВЭР значения этого
коэффициента приведены в табл П9.6
Атах,х(у,г)— коэффициент, равный значению максималь-
максимального ускорения в долях g по спектру ответа
ПЗ для нулевой отметки при направлении
сейсмического воздействия х (у, z)
A max, х (j,, z)— то же Для максимальной отметки закрепления
неподвижной опоры трубопровода
AhfUx(yz)— коэффициент, равный значению ускорения в
долях g для соответствующей первой co6ci-
венной частоты по спектру ответа ПЗ, при на-
направлении сейсмического воздействия х (у, z)
с учетом максимальной отметки закрепления
неподвижной опоры трубопровода
^*,*ь>,г)— перемещение центра тяжести j-ro участка тру-
Щ—прректрое землетрясение.

бопровода от сейсмических воздействий по
оси х{у, z)
5*<:v'z>— то же от нагрузок собственной массы по оси
x(y,z)
Таблица ГТ9 6 Коэффициент Кк для АЭС с ВВЭР
Характеристика
сооружения
Бокс (массивная же-
железобетонная кон-
конструкция)
Оболочка (защитная)
Пространс гвенная
стержневая кон-
конструкция (каркас-
(каркасная компоновка не-
несущих элементов)
Максимальная отметка закрепления фубопровода
10
Гори-
зон-
таль-
пые
компо-
компонент
1,2
1.2
1,4
м
Верти
каль-
ная
компо-
компонента
1,0
1,0
1,4
20
Гори-
зон-
зонта чь
ные
компо-
компоненты
1,5
1,6
1,8
м
Верти
кааь-
ная
компо
цента
1,2
1,2
1,8
30
Гори-
зон
1 аль-
ные
компо-
компоненты
1,75
2,0
2,25
м
Вер ги-
гика 1Ь-
ная
компо-
компонента
1,6
1,6
2,2
40
Гори-
1ОН-
таль-
ные
компо-
компоненты
2,0
2,5
3,0
м
Верш
каль-
ная
компо-
компонента
2,0
2,0
3,0
Примечание Таблица применима дчя грунтов, имеющих модуль упр>1"сти
?>104МПа При ?<105МПа значения коэффициента К,, из этой таблицы следует
умножить на 1,5
3.2.2. Общие положения
3.2.2 1. Расчет трубопроводов на сейсмические воздействия
проводят после выполнения расчетов на статические и цикли-
циклические нагрузки и подтверждения их прочности при этих
нагрузках.
3.2.2.2.	Настоящий метод расчета заключается в стати-
статическом расчете напряжений (as),2 в элементах трубопро-
трубопровода.
Расчет проводят с использованием программ и результатов
'статических расчетов трубопроводов на прочность. При jtom
!К обычным статическим расчетам добавляется расчет при
проектировании массовых нагрузок на координатные оси х, у, z.
Для программ, где предусмотрено задание нагрузки от
собственной массы только в одном (вертикальном) направле-
направлении, необходимо изменить направления осей координат так.
чтобы нагрузка собственной массы могла быть задана и в гори-
горизонтальном направлении,
3.2.2.3.	Расчет omaxx{yz) проводят при температуре 20" С,
нулевых значениях «собственных» смещений концевых зашем-
ленных сечений и внутреннем давлении, равном нулю.
17-629	497

3.2.2.4.	Расчет проводят для модуля упругости матери-
материала, соответствующего расчетной температуре стенки трубо-
трубопровода.
3.2.2.5.	Расчеты на прочность, а также выбор дополнитель-
дополнительных опор, необходимых для обеспечения прочности при
сейсмических воздействиях, проводят отдельно для каждого
направления сейсмического воздействия.
Для оценки прочности при совместном действии трехкомпо-
нентного сейсмического воздействия напряжения от сейсми-
сейсмических нагрузок определяют как корень квадратный из суммы
квадратов напряжений от сейсмических нагрузок, полученных
для отдельных направлений сейсмического воздействия.
При автоматизированных расчетах суммарные приведенные
напряжения от учитываемых статических и сейсмических нагру-
нагрузок определяют по усилиям, полученным от совместного
действия этих нагрузок.
3.2.2.6.	Сейсмическое воздействие задают спектрами ответа
ПЗ.
3.2.2.7.	Рекомендации по выбору расчетных схем трубо-
трубопроводной системы следующие:
при раздельном рассмотрении колебаний трубопроводов
относительно любой из трех координатных осей (х, у, z)
учитывают только те опоры, которые ограничивают перемеще-
перемещения трубопроводов по этой оси;
расчетную схему трубопроводной системы составляют с уче-
учетом всех ответвлений и присоединенного оборудования; влияние
невключенных в расчетную схему ответвлений должно быть
учтено в виде присоединенных масс и соответствующих связей.
3.2.3.	Критерий сейсмической прочности.
Критерий сейсмической прочности определен с учетом
требований табл. 5.14 настоящих Норм. Значения этого
критерия определяют по зависимости
_1,9[а]-(аJ
Условия прочности трубопровода
Вх(у.х)>1.	(П9.1)
3.2.4.	Для проведения расчетов необходимы следующие
исходные данные:
1)	геометрические и эксплуатационные параметры трубо-
трубопроводной системы;
2)	жесткостные характеристики опор;
3)	значения напряжения (аJ по результатам статических
расчетов на прочность трубопроводов для режимов нормаль-
нормальных условий эксплуатации;
498

4) спектры ответов ПЗ на нулевой отметке и на отметках
закрепления неподвижных опор трубопроводов.
3.2.5.	Последовательность выполнения расчета.
Расчет проводят в следующей последовательности:
1)	определяют (as)s2 для направлений сейсмических воздей-
воздействий ПЗ, совпадающих с направлением действия нагрузок
собственной массы, проецируемых на координатные оси трубо-
трубопроводной системы;
2)	проводят оценку прочности трубопровода по критерию
сейсмической прочности (П9.1);
3)	проверяют прочность опорных конструкций с учетом
нагрузок от сейсмических воздействий;
4)	положительное заключение о прочности дается при
условии выполнения требований прочности по пп. 3.2.5.2
и 3.2.5.3.
3.2.6.	Расчет (as)s2.
Расчет напряжений от сейсмических нагрузок проводят по
следующим зависимостям:
1)	при отсутствии спектра ответа на отметке закрепления
неподвижных опор
{as)s2tX=l,3AomaXtXKham^x	(П9.2)
и так же для других направлений сейсмического воздействия;
2)	при наличии спектра ответа для отметки закрепления
неподвижных опор
(°,)Я2х = 1,ЗА*ахховиах	(П9.3)
у S/S z, х ~ max, л mas, х	\	/
и так же для других направлений сейсмического воздействия.
При выполнении условия сейсмической прочности (П9.1) проч-
прочность обеспечена и дальнейшие расчеты можно не проводить;
3)	если условие прочности (П9.1) не выполняется, проводят
расчет с учетом первой собственной частоты колебаний
(<*»L *= 1,ЗЛ>1 xamas x	(П9.4)
\ S/S z, х " j 1, л mas, л	v	/
и так же для других направлений сейсмического воздействия.
Первую собственную частоту колебаний для конкретного
направления сейсмического воздействия допускается определять
с использованием значений перемещений, полученных в резуль-
результате расчетов при воздействии на трубопровод нагрузок
собственной массы, проецируемых на координатные оси х (у
или z):
/i.- = i J* t G&l t G;(S/J>	(П9.5)
где Gj—вес j-го отрезка трубопровода с пролета между
соответствующими точками схемы, применяемой для статиче-
статических расчетов; 5J(8J, 8}) — перемещения центра тяжести j-ro
499

отрезка при воздействии на трубопровод нагрузок собственной
массы, проецируемой на одно из направлений осей координат
по формуле (например, по оси х)
SJ=vfeJ + (8^J + (Sb)z>	(П9-6)
где bxhx, 8*}, 8*2— проекции перемещений у'-го сечения на ось
х от нагрузок собственной массы, приложенных по оси х.
Для других направлений сейсмического воздействия расчет
частоты выполняется аналогично.
Для случаев, когда все входящие в состав расчетной схемы
ответвления значительно различаются по жесткостным и инер-
инерционным характеристикам, расчет частот ft x, ft , /lz проводят
для каждого ответвления по перемещениям^ создаваемым
нагрузками собственной массы при учете совместной работы
всех ответвлений.
Для трубопроводов, содержащих ответвления, у которых
параметр вида ^/EjjMl отличается от соответствующего
параметра магистрального трубопровода не более чем в 2 раза,
оценку сейсмической прочности проводят по первой собствен-
собственной частоте (fx,fy,fz).
Для расчета указанных частот могут быть использованы
и другие методы, которые хорошо согласуются с возмож-
возможностями программы статического расчета.
Если условия прочности не выполняются, то устанавливают
дополнительные опоры или амортизаторы в направлении тех
координатных осей, для которых условия прочности не выпол-
выполняются. Затем по схеме с дополнительными опорами и амор-
амортизаторами повторяют статический расчет трубопровода на
самокомпенсацию и повторно проводят расчеты на сейсми-
сейсмические воздействия по п.3.2.5 настоящего раздела.
3.2.7. Определение сейсмических нагрузок от трубопровода
на оборудование и неподвижные опоры.
Определяют коэффициенты эквивалентности сейсмических
нагрузок статическим по формулам
Для неподвижных опор и оборудования сейсмическую
нагрузку определяют как произведение статических нагрузок от
режимов нормальных условий эксплуатации и коэффициентов
Кх. Ку, Кг.
(П9.8)
500

где М, Q и N—момент, поперечная и продольная силы.
Принимают, что сейсмические нагрузки совпадают по знаку
со статическими нагрузками о г режимов нормальных условий
эксплуатации.
3.2.8. Определение сейсмических нагрузок для промежуточ-
промежуточных опор.
Значение сейсмической нагрузки на промежуточные скользя-
скользящие опоры или простые подвески определяют по зависимости
±Ns = NjKz,	(П9.9)
где Nj -нагрузка на эту опору по результатам статических
расчетов от режимов нормальных условий эксплуатации.
Для определения дополнительных нагрузок на пружинные
опоры вводят коэффициент К$о:
Ks0 = KZ + 0,7 ^/ГК2Х + К2У.	(П9.10)
Сейсмические нагрузки для этого случая равны усилиям на
опоры о г статических нагрузок режимов нормальных условий
эксплуатации, умноженным на коэффициент К%, т. е.
3.2.9. Назначение мероприятий сейсмозащиты
Процедуры назначения мероприятий сейсмозащиты прово-
проводятся, если сейсмопрочность не обеспечена, и сводятся к следу-
следующему:
1)	выбирают THii дополнительных опор: неподвижные опоры
(тогда схема разбивается на несколько самостоятельных),
промежуточные скользящие опоры, простые или пружинные
подвески, амортизаторы;
2)	определяют места установки опор или амортизаторов, их
предварительное количество и в соответствии с п. 3.2.3. находят
критерии сейсмической прочности Bx(yzy
Приняв всю длину трубопровода за L, считают, что при
Вх ~ 1 длина проекции трубопровода на ось х, равная Lx,
удовлетворяет условию сейсмической прочности.
При Вх < 1 условие сейсмической прочности не выполняется,
соответственно длина Lx может содержать два или больше
участков, а число дополнительных опор или амортизаторов на
длине Lx больше или равно единице. Длина участка, удовлет-
удовлетворяющая условию сейсмической прочности,
lx = BxLx.	(П9.12)
Тогда необходимое число дополнительных опор или амор-
амортизаторов n = LJlx (число опор округляется до целого
в большую сторону). Это минимальное число опор, при
котором, возможно, будет удовлетворяться условие сейсмичес-
сейсмической прочности.
501

Места установки опор определяют конструктивно, причем
длина межопорных участков должна быть не меньше 1Х;
3)	проводят статический расчет amas для той координатной
оси, относительно которой устанавливаются дополнительные
опоры или амортизаторы;
4)	проверяют условие сейсмической прочности в соответ-
соответствии с п. 3.2.5.
Окончательное число амортизаторов определяют после
поверочного расчета.
Целесообразно унифицировать мощность амортизаторов по
значению максимальных усилий.
3.2.10. В тех случаях, когда требуется проводить оценку
сейсмостойкости по перемещениям, для расчета перемещений от
сейсмических нагрузок допускается использовать формулу вида
5^=1,3^,^,5^'.	(П9.13)
В случае отсутствия поэтажных спектров ответа расчеты
перемещений могут быть выполнены по формулам
5^ = 1,3^,^,^5^».	(П9.14)
или
8^ = 1,ЗЛ1х,^,г)ВД(*'2)-	(П9.15)
Суммарные перемещения от сейсмических нагрузок в каж-
каждом j-m сечении трубопровода допускается рассчитывать по
зависимости
3.3. МЕТОДИКА РАСЧЕТА ТРУБОПРОВОДОВ
ПО ОБОБЩЕННОЙ СЕЙСМИЧЕСКОЙ НАГРУЗКЕ
3.3.1.	Выполняют три отдельных расчета трубопровода на
действие весовой нагрузки (расчеты 1, 2, 3). Нагрузку поэтапно
прикладывают в вертикальном (по оси z) и двух горизонталь-
горизонтальных направлениях (по осям х и у). В каждом отдельном расчете
определяют приведенные напряжения (а)х, (а^, (аJ, усилия
в опорах и составляющие перемещения сечении трубопровода
в направлении главных осей (х, у, г). Давление в трубопроводе
и усилия затяжки упругих опор принимают равными нулю. При
расчетах учитывают жесткости всех опор и амортизаторов.
3.3.2.	Определяют приближенное значение первой собствен-
собственной частоты колебаний трубопровода по формуле
где 5тах—максимальное абсолютное значение составляющих
перемещений трубопровода по одной из осей при действии
502

весовой нагрузки отдельно по каждому из принятых направ-
направлений.
3.3.3. Вычисляют результирующее значение спектрального
ускорения по формуле
где Ax(f1), Ау{/Х), AZ{Q— ускорения (в долях g), определенные
по спектрам ответа ПЗ при частоте /х, заданных для трех
направлений сейсмического воздействия на наивысшей отметке
закрепления трубопровода.
3.3.4. Определяют значения приведенных напряжений в сече-
сечениях трубопровода от действия сейсмических и эксплуатаци-
эксплуатационных нагрузок по формуле
{р)х, {а)у, (ст)г — приведенные напряжения, полученные
тами 1, 2, 3.
где
расчетами
Для прямолинейных отрезков трубопровода допускается
определять напряжение (о,) следующим образом:
если АрУ/(аJх+(аJу+(аJ^0,5ав, то
asJ = ae
если же Ару/(аI+(а)у +(а)*>0,5ав, то
где ав — кольцевое общее мембранное напряжение в трубе от
расчетного давления.
3.3.5. Усилия воздействия трубопровода на оборудование
при совместном действии эксплуатационных и сейсмических
нагрузок определяют по формуле
где Qs — компонента вектора усилий (любая из сил по осям
х, у, z, любой момент относительно осей х, у, z) при совмест-
совместном действии нагрузок; Q — значение той же компоненты,
определяемое расчетом трубопровода на действие только
эксплуатационных нагрузок; Qx, Qy, Qz—значения той же
компоненты, определенные в расчетах 1, 2, 3.
3.3.6. Нагрузки Psz (по оси z) упругих (пружинных) подвесок
при совместном действии сейсмических и эксплуатационных
нагрузок находят по формуле
Psz = K0Apy/5ix + 5ly + 52,2+P,
где 5ZX, 5zy, 5ZZ — перемещения по оси z трубопровода в месте
установки подвески, определяемые в расчетах 1, 2, 3; Р—на-
Р—нагрузка подвески по оси z при нормальных условиях эксплуата-
эксплуатации; Ко — коэффициент жесткости подвески.
503

3.3.7.	Реакции опор скольжения и направляющих опор
вычисляют аналогично п. 3.2.5. Например, реакцию по оси
z определяют по формуле
Rs = Ap JR2ZX + R% + Щ2 +1R |,
где Rzx, Rzv, R,z—реакции опоры по оси z, определяемые
в расчетах I, 2, 3; R — реакция опоры по оси z, определяемая
расчетом трубопроводов на действие только эксплуатационных
нагрузок.
3.3.8.	Реакцию амортизатора определяют по п. 3.3.7, причем
его реакцию при эксплуатационных нагрузках принимают
равной нулю.
3.3.9.	Оценку сейсмопрочности по полученным приведенным
напряжениям (cxsJ проводят в соответствии с разд. 5.11
настоящих Норм.
ПРИЛОЖЕНИЕ 10
(рекомендуемое)
ВЫБОР ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ ФЛАНЦЕВ,
НАЖИМНЫХ КОЛЕЦ
И КРЕПЕЖНЫХ ДЕТАЛЕЙ
1. УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
D — внутренний диаметр фланца, мм
Dw — диаметр окружности шпилек, мм
Df — наружный диаметр фланца и бурта свободного
фланца, мм
Dm — расчетный диаметр прокладки, мм
Ani> Ая2 ~ средние диаметры профильных прокладок, мм
Ьл — наружный диаметр прокладки, мм
Di — внутренний диаметр нажимного кольца, мм
D2 -- наружный диаметр нажимного кольца, мм
d0 — диаметр отверстия для шпилек, мм
dl — внутренний диаметр резьбы шпилек, мм
db — минимальный диаметр стержня шпильки, мм
с/, - диаметр центрального отверстия в шпильке, мм
/?! — высота цилиндрической части тарельчатого фланца
толщиной su мм
/г2 — высота конусной части тарельчатого фланца, мм
h, — высота фланца и спорною бурта, мм
hj; — высота нажимного кольца, мм
,s\ — номинальная толщина стенки цилиндрического участ-
участка фланца, мм
s2 — номинальная толщина стенки конического перехода у
основания, мм
504

/w — шаг шпилек, мм
b0 — ширина прокладки, мм
Ъ — эффективная ширина прокладки, мм
5 — толщина прокладки, мм
<7о — удельное давление на прокладку при затяге шпилек,
МПа
р — расчетное давление, МПа
р,, — давление гидроиспытания, МПа
Fd — усилие обжагия прокладки, Н
Fih — усилие, обеспечивающее герметичность при гидро-
гидроиспытании, Н
Fp — растягивающее усилие в шпильках от расчетного
давления, Н
Fph — растягивающее усилие в шпильках от давления
гидроиспытания, Н
Fo — усилие затяга шпилек, Н
Ft — усилие в цилиндрическом участке фланца от действия
внутреннего давления, Н
F2 — усилие, обеспечивающее герметичность при рабочем
давлении, Н
F3 — усилие от действия давления среды на внутренний
участок тарелки фланца, Н
[а] — допускаемое номинальное напряжение во фланце
МПа
la\w — допускаемое номинальное напряжение в шпильках,
МПа
М — максимальный изгибающий момент, Н • мм
е, — плечи действия сил, мм
z — число шпилек
2. ВЫБОР УПЛОТНЕНИЯ
2.1.	Для обеспечения герметичное i и оборудования уп-
уплотнение рекомендуется выбирать в зависимости от гипа
и конструкции фланцевого соединения согласно рис. П10.1
и табл. ГГ1ОЛ.
Для выбора материала прокладки следует, использовать
рекомендации, приведенные в табл. П10.2
2.2.	Наружный диаметр прокладки определяют по фор-
формуле
где и — расстояние от внутренней кромки фланца до вн\ грен-
него диаметра прокладки; в зависимости от гипа. материала
прокладки и ее толщины 8 рекомендуется принимать it в соот-
соответствии с табл. Ш0.3.
2.3. Расчетный диаметр проклзцки определяю; по формуле
Dm = Da-b0.	(И 10.2)
505

Таблица ПК) I Рекомендуемые значения ширины прокладки
Тип прокладки
Плоские неметал-
неметаллические
Плоские металли-
металлические
Плоские комбини-
комбинированные
Зубчатые металли-
металлические
Профильные,
р>6,4МПа
Диаметр фланца
D, мм
Z>sS1000
1000 <.DsS 2000
Z)>2000
Ж1000
?>I000
Z)sc2000
Z)>2000
Z)<400
400<Z)sS700
700<Z)^1000
Z)>1000
Ширина
проклад-
прокладки Ьо, мм
10—20
15—30
2=25
10 — 25
>15
10—20
>15
>5
>6
>8
>10
Область применения
Плоские уплотняющие по-
поверхности гладкие
Плоские уплотняющие по-
поверхности гладкие или
с кромками
Плоские уплотняющие по-
поверхности гладкие
Плоские уплотняющие по-
поверхности гладкие
Профильные прокладки в
пазах
Таблица П102 Рекомендуемые расчетные параметры уплотнения
Материал прокладки
Резина твердая
Фторопласт
Паронит
Алюминий и его сплавы
Медь и ее сплавы
Перлитная сталь
Аустенитная сталь
Расчетное
давление,
МПа
10
20
15
50
70
70
100
От
От
От
От
От
От
От
Расчетная температура, °С
-30 до 60
-75 до 250
0 до 400
-196 до 250
-196 до 350
-30 до 450
-253 до 600
Таблица П10 3 Значения расстояния и для различных типов прокладок
Тип прокладки и материала
Комбинированные и зубчатые
Профильные
Плоские мягкие
Плоские металлические
и не менее, мм
5
ЗЬ
25
5
506

3. ОПРЕДЕЛЕНИЕ УСИЛИЙ В ШПИЛЬКАХ
3.1.	Усилие, необходимое для обжатия прокладки, находят
по формуле
Fd = nDmbq0,	(П10.3)
а минимальное усилие, обеспечивающее герметичность фланце-
фланцевого соединения при рабочем давлении и гидроиспытании, — по
формулам
F2 = nDmbmpyi;	(П10.4)
F2h = nDmbmPh,	(Ш0.5)
где т — прокладочный коэффициент; х— коэффициент, учиты-
учитывающий прочность прокладок в рабочих условиях.
Для металлических прокладок х принимают равным еди-
единице, а для мягких и комбинированных прокладок х выбирают
в зависимости от температуры среды по табл. Ш0.4.
3.2.	Минимальное удельное уплотняющее давление q0,
прокладочный коэффициент т и эффективную ширину прокла-
прокладок для выбранного типа прокладки и материала определяют
в соответствии с табл. П5.6.
3.3.	Растягивающие усилия в шпильках от рабочего давления
и давления гидроиспытаний получают по формулам
^;	(П10.6)
p	h.	(П10.7)
3.4.	Растягивающие усилия затяга шпилек должны удовлет-
удовлетворять следующим условиям:
Fornax {Fd, F2 + Fp, F2h+Fph}.	(Ш0.8)
3.5. Минимальный диаметр стержня шпильки получают
по формуле
ds= /l ,27-Ar + ^с2-	(П10.9)
V *!>]*
3.6. Наружный диаметр шпильки выбирают с учетом
табл. П10.5 в зависимости от минимального диаметра стержня
шпильки [см. формулу (П10.9)]; уточнение этого диаметра
осуществляется при выборе шага резьбы.
Таблица П10 4 Значения коэффициента х
Расчетная температура, °С
к
20
1,0
200
1,5
300
2,0
507

D
•
1
1
X
и
a
//¦/
\ъ.
t
sV
i
tf0
i
508

<- Рис Ш0.1 Типы тарельчатых фланцев-
а—фланец с коническим переходом, 6 — плоские фланцы, в — фланец с нажимным
кольцом, г—фланец с профильными прокладками
Таблица ШО 5 Па
Резьба
шпилек
d,
do
е
а
2«i
Резьба
шпилек
d,
do
е
а
1ах
раметры
М16
13,55
18
28
9
6
для выбора резьбы шпилек и размеров
м?п
16,93
23
35
10
6
М22
18,93
25
39
10
8
М24
20,32
27
42
11
10
М27
23,32
30
47
12
10
мзо
25Л0
33
53
12
10
фланцев
МЧ6
31,10
40
64
14
14
М42
36,15
46
75
15
15
М44
36,50
48
75
15
15
М48
41,87
52
87
16
15
М52
45,87
58
93
17
15
М56
49,25
62
98
18
15
М60
53,25
66
104
19
15
М64
56,64
70
ПО
20
15
М68
60,64
75
116
21
15
4. ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАЗМЕРОВ ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ
4.1. ЦИЛИНДРИЧЕСКИЙ УЧАСТОК ФЛАНЦА
4.1.1.	Толщина сгенки sx цилиндрического участка фланца
с коническим переходом, а также толщина стенки цилиндричес-
цилиндрической части плоского фланца должны быть не меньше фактичес-
фактической толщины стенки привариваемого изделия. При этом во всех
случаях sl должна быть не менее 5 мм.
4.1.2.	Высота Aj цилиндрического участка фланца с кони-
коническим переходом должна приниматься равной su но не менее
10 мм.
509

р, МПа
а
Таблица Ш0.6. Значения
0,1—0,25
1,3
0,6
1,4
1,0
1,5
1,6
1,6
коэффициента а
2,5
1,8
4,0
2,0
6,4
2,2
10,0
2,4
20,0
2,8
4.2. КОНИЧЕСКИЙ ПЕРЕХОД
4.2.1.	Толщину конического перехода у основания фланца
первоначально определяют по формуле
s2 = asu	(П10.10)
где а — коэффициент пропорциональности, определяемый по
табл. П10.6 с использованием линейной интерполяции.
4.2.2.	Уклон конического перехода должен находиться
в пределах 2<г<4, где
i=-^-.	(П10.П)
4.3. РАЗМЕРЫ ТАРЕЛКИ ФЛАНЦА
4.3.1. Диаметр окружности шпилек и наружный диаметр
фланца определяют по следующим формулам:
1)	для фланцев с коническим переходом
(П10.12)
(П10.13)
2)	для плоского фланца
(П10.14)
(П10.15)
формуле
(П10.16)
(П10.17)
5) для опорного бурта
Df = Dw-dQ-B + t),	(П10.18)
где геометрические размеры а, ах, е и d0 (см. рис. П10.1)
находят по табл. П10.5 в зависимости от выбранного наруж-
наружного диаметра шпильки.
510
Df определяют по формуле (П10.13);
3)	для плоского приварного фланца
Dw^msLx{D + 4Sl+2a + e; Dd + do+\0};
Df получают по формуле (П10.13);
4)	для нажимного кольца D определяют по
(П10.14):
+2а;

Рис. П10.2. Расчетная схема тарельчатого фланца
4.3.2. Шаг шпилек определяют по формуле
lw = nDJz,	(П10.19)
где количество шпилек z выбирают из соотношения
z = nDw/[D + 5)do\.	(П 10.20)
Полученное значение z рекомендуется принимать кратным
четырем.
5. ИЗГИБАЮЩИЕ МОМЕНТЫ
5.1. Изгибающие моменты во фланцах от усилий обжатия
прокладки Fd и усилий, действующих в рабочем состоянии, Fu
F2 и F3 (рис. ГГ10.2) определяют следующим образом:
1) от усилия обжатия прокладки Fd—по формуле
где
Md = Fde2,	(П10.21)
e2 = (Dw-Dm)/2;	(П 10.22)
2) от усилий, действующих в рабочем состоянии, — по
формуле
Mp = F1el + F2e2.+F3e3,	(П10.23)
511

где
F1 = 0JS5D2p;	(П10.24)
F3 = 0,785 (Dl-D2)p;	(П10.25)
e1=0,5(Dw-D-s1); '	(Ш0.26)
e3 = Q,5[Dw-(Dm+D)/2];	(П10.27)
F2 и е2 находят по формулам (П10.4) и (П10.22).
5.2.	Изгибающие моменты в нажимном кольце определяют
так:
1)	от усилия обжатия прокладки Fd— по формуле
Md = Fde4,	(П10.28)
где
е4 = 0,5 [?>„-(?>! +Df)/2];	(П10.29)
2)	от усилий, действующих в рабочем	состоянии, — по
формуле
Mp = (Fl + F2 + F^e4.	(П 10.30)
5.3.	Изгибающие моменты в опорном бурте определяют:
1)	от усилия обжатия прокладки Fd — по формуле
Md = Fde5,	(П10.31)
где
es = 0,5(Df-Dm);	(П10.32)
2)	от усилий, действующих в рабочем состоянии,—по
формуле
Mp = Fie6 + F2e5 + F3elt	(П10.33)
где
e6 = 0,5(D/-Z)-s1);	(П10.34)
e7 = 0,5[Z)/-(Z)+Z)m)/2];	(Ш0.35)
Fl5 F-,, F, и с5 находят по формулам (П10.4), (П10.24), (П10.25)
и (Ш0.32).
5.4.	Изгибающие моменты Mh во фланцах, нажимном кольце
и опорном бурте от давления гидравлического испытания ph
определяют по формулам пп. 5.1 — 5.3 настоящего приложения.
При этом в формулах (П10.24) и (П10.25) вместо расчетного
давления /; подставляют давление гидравлического испытания
р,„ а усилие от расчетного давления F2, определяемое по
формуле (Ш0.4). заменяют усилием от гидравлического испыта-
испытания F2ll, определяемым по формуле (П10.5).
5.5.	Максимальный (расчетный) изгибающий момент от
усилий, действующих на фланцы, тажимное кольцо и опорный
бурт, определяют по формуле
М = max {Md; Mp; Mh}.	(П10.36)
512

6. ВЫСОТА ТАРЕЛКИ ФЛАНЦА
6.1. Высоту тарелки плоского фланца, нажимного кольца
опорного бурта определяют по формуле
(П10.37)
где величины X и Y вычисляются следующим	образом:
1)для плоского фланца
X={s^-sl/4r)(D + sl);	(П10.38)
Y=Df-D-2dQ,	(П10.39)
где
.^о = #п;	(П10.40)
2) для опорного бурта
Y=Df-D,	(П10.41)
а X определяют по формуле (П10.38).
6.2.	Высоту нажимного кольца hfl находят по формуле
(П10.37), где
Х=0;	(П10.42)
Y=D2-Dl-2dQ.	(П 10.43)
6.3.	Если hf^s{ или подкоренное выражение в формуле
(П10.37) меньше нуля, то для определения высоты тарелки
плоского фланца и опорного бурта по формуле (П10.37)
величину X принимают равной нулю, а
Y=D + 2s{.	(П10.44)
6.4.	Высота тарелки фланца с коническим переходом.
6.4.1. Высоту тарелки фланца с коническим переходом
первоначально определяют но формуле
(П10.45)
но не менее 0,8.s2.
Принятое значение hf уточняют в процессе расчета напря-
напряженного состояния фланца в сечениях А — А. В—В, С—С (см.
рис. П10.2).
6.4.2. Моменты сопротивления фланца в расчетных сечениях
вычисляют следующим образом:
1) в сечении А — А
513

){){-f^ (П10.46)
2) в сечении В—В
[{f)	{	) (П10.47)
если y^hf, и
1){s21-sl/4)\
+ Q,125{D+s1){s21-sl/4)\	(П10.48)
если y>hf.
В формулах (Ш0.47) и (П 10.48) ординату центра тяжести
поперечного сечения фланца вычисляют по формуле
(s1+s2)hfh2+0,33hl{s2 + 2s1)+0,5h2r(D
У~	(Sl+S2)h2+(Df-D-2d0)hf
3) в сечении С—С
Wc = ^(Df~2d0)hj, если hf^s2.	(П10.50)
Если же hf>s2, то прочность фланца в сечении С—С
обеспечена и Wc не определяют.
6.4.3. Условия прочности в расчетных сечениях А—А, В—В,
С—С проверяют по формуле
ст = тах {M/WA; M/WB; M/Wc}^[a].	(П10.51)
Если расчетные напряжения а превышают допускаемые [а],
то значения hf, s2 и h2 следует увеличить. При этом
предварительно необходимо увеличить конусность /'.
Принимаемые значения hf и s2 рекомендуется увеличить
в ч/а/[сг] Раз- При принятых размерах фланцев расчеты следует
повторять по формулам пп. 4—6 настоящего приложения до
тех пор, пока значения расчетных напряжений не будут равны (с
погрешностью не более 5%) или меньше допускаемых напря-
напряжений.
6.5. Когда контроль затяжки шпилек с применением без-
моментного усилия не предусматривается, то высоту тарелки
фланцев исходя из максимально допустимого усилия в шпиль-
шпильках определяют по формуле
(П10.52)
514

Если А^В, то высоту тарелки фланца принимают рав-
равной значению hf, полученному по формулам пп. 6.1, 6.2 и
6.4 настоящего приложения. При этом вспомогательные ве-
величины А для фланцев с коническим переходом и плоских
фланцев и В для фланцев с коническим переходом определяют
по формулам
(П 10.53)
где
(П10.54)
(П1О.55)
где
Y =	2	/гт 1 п
fl()
при у>1.	(П10.57)
Для плоских фланцев вспомогательную величину 5 находят
по формуле
«=А ?|.	(ПЮ.58)
Для проверки высоты опорного бурта пользуются форму-
формулами (П1О.52), (П1О.53) и (П1О.58), в которых необходимо
заменить е1 на е6 и е2 на е5.
6.6. Окончательную высоту фланца выбирают по наиболь-
наибольшему значению hf или hfw, полученному по формулам пп. 6.1,
6.2, 6.4 и 6.5 настоящего приложения.
Если за окончательную высоту фланца принята hfw,
то расчет для фланца с коническим переходом необхо-
необходимо повторить по формулам пп. 4, 5 и 6 настоящего
приложения, пропорционально увеличив значения s2 и
h2.
515

ПРИЛОЖЕНИЕ 11
РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ОПРЕДЕЛЕНИЮ
ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ ПРИБАВКИ
К ТОЛЩИНЕ СТЕНКИ КОЛЕНА
1.	Рекомендации настоящего приложения могут быть ис-
использованы, если в технических условиях на изготовление колен
отсутствуют указания по определению технологической при-
прибавки.
2.	В настоящем приложении используются обозначения
размеров колен, приведенные на рис. 4.5 Норм. Формулы для
определения толщин стенок s, sRi, sRi, sR^ приведены в п. 4.2.2.3
Норм.
3.	Для гибов, изготовляемых на трубогибочном оборудова-
оборудовании методом наматывания на сектор, технологическая прибавка
с12 принимается только к толщине стенки sRi:
для труб поверхностей нагрева
для остальных труб
^12 =
4. Для штампованных колен, изготовляемых в закры-
закрытых штампах, или гибов, изготовляемых на станках с нагре-
нагревом токами высокой частоты и осевым поджатием, техно-
технологическая прибавка принимается только к толщине стенки
5.	Для колен, изготовляемых на рогообразных сердечниках,
принимают с! 2 = 0.
6.	Для секторных колен считают с12 = 0.
7.	Для штампосварных колен с расположением двух про-
продольных сварных швов по внутренней и внешней сторонам
колена технологическая прибавка принимается только к тол-
толщине стенки sR^.
8. Для штампосварных колен с расположением сварного шва
в нейтральной зоне колена технологическая прибавка прини-
принимается только к толщине стенки sRi:
516

9. Если определение прибавки с12 проводится до окончатель-
окончательного выбора номинальной толщины стенки колена, то рекомен-
рекомендуется ориентировочно значение номинальной толщины стенки
колена принять равным, например, значению номинальной
толщины стенки прямой трубы с последующим уточнением по
окончательно выбранному значению номинальной толщины
стенки колена.
ПРИЛОЖЕНИЕ 72
(рекомендуемое)
УПРОЩЕННЫЙ РАСЧЕТ НА ЦИКЛИЧЕСКУЮ ПРОЧНОСТЬ
1. ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ
1.1.	Метод расчета применим к оборудованию и трубопрово-
трубопроводам групп В и С.
1.2.	Метод расчета применим к оборудованию и трубопрово-
трубопроводам по п. 1.1, удовлетворяющим условиям нижеследующих
пунктов.
1.3.	Расчетная температура стенок оборудования и трубопро-
трубопроводов не выходит за пределы, указанные в разд. 3.2 Норм для
соответствующих материалов.
1.4.	Оборудование и трубопроводы удовлетворяют условиям
статической прочное!и и устойчивости согласно настоящим
Нормам.
1.5.	Метод расчета не распространяется на случай наложения
на низкочастотное эксплуатационное нагружение высокочастот-
высокочастотного от вибраций и пульсаций температур рабочей среды
и ограничивается циклическим нагружением с числом циклов
заданной амплитуды не более 10 за время эксплуатации.
2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПЕРЕПАДОВ ТЕМПЕРАТУР,
НАПРЯЖЕНИЙ И ЧИСЛА ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ ЦИКЛОВ
2.1. Расчет проводят для зон оборудования и трубопроводов,
где вследствие концентраторов напряжений (отверстия, измене-
изменения толщины сгенки, галтели, проточки, резьба и т. п.),
приложения сосредоточенных нагрузок, краевого эффекта,
соединения сталей с различными модулями упругости Е\, е\
и температурными коэффициентами расширения <х[, ocj, перепа-
перепада температур возникают повышенные циклические местные
напряжения.
517

Блок нагруясения
Блок погружения
Рис. П12.1. График изменения напряжения (ст)
2.2.	На первом этапе получают график изменения напряже-
напряжения (а), используя зависимости (оIр (a)Jk, (a)ik для рассматри-
рассматриваемой зоны элемента конструкции, полученные по п. 5.3.4
Норм (рис. П12.1) для заданных нагрузок и эксплуатационных
режимов.
2.3.	Из трех зависимостей (ст),7, (<з);к, (<?);& находят обобщен-
обобщенную зависимость последовательных полуциклов приведенных
напряжений, в предельных точках которых достигаются абсо-
абсолютно наибольшие (наименьшие) значения напряжений из трех
указанных выше зависимостей.
Обобщенная зависимость включает все моменты времени tt
(l=*/=*m), где хотя бы одно из напряжений (а),7, (а)д, [аIк
достигает экстремального значения, и имеет в каждый из этих
моментов экстремум (а)=max {|(o),7|, |(ст)д|, I(<?),-J} с соответ-
соответствующим знаком. В начальный (/=1) и конечный (/=w)
моменты напряжение (а) может принимать, в частности,
значения, равные нулю.
2.4.	Из полученной по п. 2.3 настоящего приложения
обобщенной зависимости выделяют цикл напряжений с наи-
наибольшей амплитудой:
где (а)тах, (а)т;п — алгебраически наибольшее и наименьшее
приведенные напряжения.
2.5.	Другие типы циклов с меньшими амплитудами напряже-
напряжений (aa); выделяют из оставшейся части обобщенной зависи-
зависимости, руководствуясь формулой (П12.1), и получают 0,5 (т—\)
типов циклов.
2.6.	Амплитуду приведенного местного условного упругого
напряжения в г-м цикле находят по формуле
518

Ч\
1
4 3,5
i—L-j
3 2,5
1
2 1,5/
—
— —
О 0,2 0,4 0,6F^/ЯТро.г
Рис. Ш2.2. Коэффициенты концентра-
концентрации напряжений
Рис. П12.3. Пример составления бло-
блоков нагружения и график изменения
приведенного напряжения в зоне кон-
концентрации (<т)
__ Блок нагружения 1__
Ы = ^,,(ст«Иф.)»	(П12-2)
где kFi — коэффициент концентрации напряжений в /-м цикле;
ф5—коэффициент снижения циклической прочности сварного
соединения с полным проплавлением или наплавки.
При отсутствии данных о значениях cps можно принять
Ф5 = 0,6, а при отсутствии сварного шва Ф5=1.
2.7. Коэффициенты концентрации ^F t определяют по
формуле
\ 1 +0,5
(П12.3)
или по рис. П12.2 в зависимости от отношения ^аа);/7?^,2» где
Rpo,i — предел текучести материала при расчетной температуре;
Ка—теоретический коэффициент концентрации напряжений,
определяемый по справочникам и принимаемый равным наи-
наибольшему значению по направлению кольцевых и меридиональ-
меридиональных напряжений при осевом растяжении.
519

Для метрических резьб принимают Ка = 5. Для сварных
аустенитных швов с неполным проплавлением KFl = 6.
Коэффициент KF, для упрощения расчета можно принять
одинаковым для всех типов циклов независимо от значения
амплитуды и равным его значению для типа цикла с мак-
максимальной амплитудой.
2.8. При отсутствии данных по п. 2.3 настоящего приложе-
приложения зависимость приведенных напряжений можно получить
следующим образом.
2.8.1.	Приведенные напряжения (а) в рассматриваемой зоне
определяются для физически осуществимых блоков нагружения
(рис. П12.3) с включением эксплуатационных режимов нагруже-
нагружения, например, для сосуда с крышкой на резьбовых шпильках:
1)	исходное состояние, затяг шпилек, гидравлическое испыта-
испытание, испытание на плотность, снижение давления до атмосфер-
атмосферного, исходное состояние;
2)	исходное состояние, затяг шпилек, испытание плотности,
разогрев, стационарный режим, переходные режимы (для
нормальных условий эксплуатации и нарушения нормальных
условий), стационарный режим, остановка, снижение давления
до атмосферного, исходное состояние.
2.8.2.	Амплитуда напряжения (аа)г полуцикла в г'-м переход-
переходном режиме или сочетании режимов определяется по формуле
(<4 = М~ + 0,5(Дса +
+ Q,35(ErxTATs,l + \ElxTl-Elxl\ATj, (П12.4)
где р — расчетное давление; А/?,—размах изменения давле-
давления в интервале между моментами времени tl и t2, (АогД —
изменение приведенного напряжения, вызываемое изменением
механических (компенсационных) нагрузок AFmei в интервале
между моментами времени t1 и г2; ATsl = \ATsti~ATsu\~ раз-
разность температурных перепадов по толщине стенки или "средних
температур в двух соседних сечениях элемента конструкции,
перпендикулярных средней поверхности, в моменты времени t1
и t2; ATai = \ATah — ATah\ — разность средних по толщине
стенки температур в месте соединения разнородных сталей со
свойствами Е\, aj и Е2, aj в моменты времени tt и г2.
Соседними считаются сечения, расстояние между которыми
меньше 2 ^/Rss, где Rs—среднее значение радиусов кривизны по
середине толщины стенки; s — средняя толщина стенки в сосед-
соседних точках сосуда, патрубка, фланца или других элементов.
Перепады температур ATSI и АГа(, размах (Асгте)„ измене-
изменение Ар определяют в такие моменты времени г-го режима или
сочетания режимов, когда приведенное напряжение (с) дости-
520

0,9
0,8
OP
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
a
к

I
/
—-
—
1
=
^*
^**
^s.
^-*
—-
——
—-
'/?
'y-
У"
—
p^
??¦
^-"
---
?
9=
—-
—•
.—¦
=-
—¦
H
"I
=-
75
//7
-h-
-k
-/.
-/7,7-
/5
T-
?J
2
ft
I-
—i—
0,2 =
-пщ
J 5
9'
Рис П12 4 Зависимости для определения максимального перепада температур
в стенке
гает экстремальных значений. При этом следует учитывать
знаки напряжений от давления, механических нагрузок и перепа-
перепадов температур в указанные моменты времени, в противном
случае проводится суммирование абсолютных значений напря-
напряжений.
Для получения наибольших амплитуд напряжений следует
рассматривать такое сочетание режимов, в котором изменения
давления, механических нагрузок, температур вызывают в рас-
рассматриваемой зоне минимальные и максимальные напряжения,
например действие наружного избыточного давления, а затем
внутреннего; разогрева, а затем расхолаживания; знако-
знакопеременное действие механических нагрузок. Если в рассматри-
рассматриваемом полуцикле какая-либо нагрузка не изменяется, то
соответствующие значения Apv AFmei, АГ5„ А Та1 в формуле
(Ш2.4) принимают равными нулю. ' Полученная ' зависимость
изменения напряжений в блоке не должна иметь разрывов по
напряжениям.
2.8.3. Перепад температур А7"тах (°С) в стенке толщиной
s (м) из материала с коэффициентами теплопроводности
X [Вт/(м2-°С)] и температуропроводности а (м2/с) при одно-
одностороннем нагреве (охлаждении) рабочей средой в интервале
температур от То до Тх за время tk (с) можно определить по
рис. Ш2.4., где 9 =	безразмерная скорость изменения тем-
atk
пературы среды; А9тах = АГтах/(Г,( —Го) — безразмерный перепад
521

15 20
25 30 100 300 ,
SO 200 s
Рис. П12.5. Зависимости для определения времени достижения максимального
перепада температур в стенке
температур в стенке' Bi = asjl.—критерий Био; а—коэффициент
теплоотдачи, Вт/(м^ • °С).
Перепад температур
АГтах = А9тах(Г,-Г0).	(П12.5)
Время tmax достижения максимального перепада температур
А Гтах в стенке можно определить с использованием рис. Ш2.5
по формуле
(П12.6)
где AFomax—разность значений критериев Фурье в моменты
времени tmax и tk.
2.8.4.	Амплитуды приведенного местного условного упру-
упругого напряжения (сГдЛ находят по формуле (П12.2), используя
указания пп. 2.4—2.7 настоящего приложения.
2.8.5.	При отсутствии данных о коэффициентах Ка ампли-
амплитуды напряжений (oaF); в оборудовании и трубопроводах
можно определять по формуле
522

Рис. П12.6. Расчетные кривые усталости
Рис. П12.6. Расчетные кривые усталости:
/—для углеродистых, легированных (до 360° С) и аустенитных (до 450° С) сталей
(йт>400 МПа; zT^45%; ЕТ^Ш ГПа; RTp /Л^<0,7); 1, 2—для легированных сталей при
R^JR^OJ (Д^ 400 МПа; zT^45%; fe^ 195 ГПа); 3—для резьбовых элементов из
легированных сталей (до 360° С) (R jj^650 МПа; ?т^ 195 ГПа; zT^40%)
(П12.7)
Все указания к формуле (Ш2.4) распространяются на
формулу (П12.7). Формула (П12.7) применима для зон концент-
концентрации и сварных швов с полным проплавлением.
2.9. Устанавливают число циклов Nt, соответствующее
каждому значению амплитуды, за время эксплуатации исходя
из данных о повторности режимов работы и нагружения.
3. ПРОВЕРКА ЦИКЛИЧЕСКОЙ ПРОЧНОСТИ
3.1.	Циклическую прочность проверяют по кривым уста-
усталости (рис. П12.6).
При температуре Г, ниже максимального значения для
соответствующей кривой усталости на рис. П12.6, амплитуду
напряжений [craF] при определении числа циклов следует
умножить на отношение Е С/Ет для углеродистых и легиро-
легированных сталей и Е450°с/Ет—для аустенитных.
3.2.	Условие прочности проверяется по формуле
(П12.8)
523

где Nt — число циклов г-го типа за время эксплуатации;
[Лг0],-—допускаемое число циклов г-го типа (принимается по
п. 3.1); к—общее число типов циклов; [%] — накопленное
усталостное повреждение, предельное значение которого равно
0,4 для оборудования и трубопроводов группы Б и 1,0—для
группы В.
Различные типы циклов допускается объединить и свести
к одному расчетному циклу. Число расчетных циклов равно
сумме чисел объединенных циклов. Допускаемое число расчет-
расчетных циклов [iV0] соответствует максимальной амплитуде (aaF)
из объединенных типов циклов.
Типы циклов нагружения с амплитудой напряжений, мень-
меньшей чем амплитуда напряжений по кривой усталости на
рис. Ш2.6, при [No]
превышает 105.

Нормативно-производственное издание
НОРМЫ РАСЧЕТА НА ПРОЧНОСТЬ ОБОРУДОВАНИЯ
И ТРУБОПРОВОДОВ АТОМНЫХ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ
УСТАНОВОК
Редактор О. М. Малявина
Художественный редактор Б. Н. Тумин
Технический редактор Т. Ю. Андреева
Корректор Л. С. Тимохова
ИБ 2401
Сдано в набор 01.12.88. Подписано в печать 10.05.89. Т-10903 Формат
60x88'/i6- Бумага офсетная № 2 Гарнитура Тайме. Печать офсетная.
Усл. печ. л. 32,34 Усл. кр-отт. 32,34 Уч.-изд. л. 33,48 Тираж 15000 экз.
Заказ 629 Цена 2 р. 10 к.
Энергоатомиздат. 113114 Москва, М-114, Шлюзовая наб., 10
Ордена Октябрьской Революции н ордена Трудового Красного Знамени
МПО «Первая Образцовая типография» Государственного комитета
СССР по печати. 113054, Москва, Валовая, 28.