Конструирование и технология изготовления сосудов давления - Никольс Р.В.

Автор: Никольс Р.В.

Теги: технология обработки без снятия стружки в целом: процессы, инструмент, оборудование и приспособления инженерия машиностроение механика инженерное дело издательство машиностроение

Год: 1975

Похожие

Технология литейного производства

Технология производства режущего инструмент

Технология сварки давлением

Технология литейного производства. Специальные виды литья

Текст

PRESSURE VESSEL
ENGINEERING TECHNOLOG
Edited by
R. W. NICHOLS
C.ENG., F.I.M., F.I.MECH.E., F.WELDJ.
United Kingdom Atomic Energy Authority,
Risley Engineering and Materials Laboratory, Culcheth, Warrington,
Lancashire, England.
ELSEVIER PUBLISHING COMPANY LIMITED
AMSTERDAM — LONDON — NEW YORK
. 1971
РНИКОЛЬС
КОНСТРУИРОВАНИЕ
И ТЕХНОЛОГИЯ
ИЗГОТОВЛЕНИЯ
СОСУДОВ ДАВЛЕНИЯ
УДК 621.772
Перевод с англ. Г. А. Туликова и Г. И. Соловьева
Редакторы: Н. Н. Зорев, Д. М. Шур
Никольс Р. В. Конструирование и технология изготовления
сосудов давления. Пер. с англ. М., «Машиностроение», 1975.
464 с.
В книге дан анализ последних достижений в области констру-
ирования и технологии изготовления крупных сосудов давле-
ния, применяемых, например, в тепловой атомной энергетике
и химическом машиностроении.
Даны оценка несущей способности сосудов, оценка и выбор
материалов, приведены некоторые примеры разрушений.
Книга представляет интерес для инженерно-технических работ-
ников энергетического, химического и других отраслей маши-
ностроения.
Табл. 40, ил. 247, список лит. 499 назв.
003'27Н __
красногокая
© 1971 ELSEVTER PUBLISHING
COMPANY LIMITED
30315-164
Н 038 (01)-75
164-75
© Перевод на русский язык,
издательство «Машиностроение», 1975 г.
ПРЕДИСЛОВИЕ
Специальные требования, предъявляемые к аппаратам, под-
вергающимся воздействию внутреннего давления, создавались
в течение многих лет. Например, первая служба технического
надзора, связанная со страхованием в машиностроении, первые
машиностроительные нормы и юридические требования появились
в связи с желанием защитить жизнь и собственность при взрыве
котлов. В последнее время знание этих требований стало необ-
ходимым.
Усовершенствование технологии привело к тому, что область,
связанная с созданием сосудов давления, стала почти самостоя-
тельной отраслью машиностроительной промышленности и науки.
В течение ряда лет при Международном институте сварки суще-
ствовала отдельная комиссия (№ 11), занимавшаяся различными
аспектами сосудов давления и трубопроводов, а Международная
организация стандартов активно занималась составлением проек-
тов международных стандартов на эти сосуды. В сентябре 1969 г.
различные национальные машиностроительные общества и инсти-
туты провели в Делфте первую международную конференцию
по технологии сосудов давления, которая внесла предложение
международному совету по дальнейшей организации таких встреч.
Важными организациями на национальном уровне, имеющими
непосредственное отношение к использованию сосудов давления,
является Совет по исследованию сосудов давления и комитеты
ASME в США и комиссия по сосудам давления в Швеции, где
недавно был организован Комитет промышленных стандартов
по сосудам давления. Доклад Комитета по технологии сосудов
давления Великобритании, в котором содержатся важные детали
технологического, экономической’ и •организационного аспектов
производства сосудов давления, получил одобрение как в Велико-
британии, так и в других странах. В докладе подчеркивалась
также важность издания стандартов по технологии изготовления
сосудов давления для таких отраслей промышленности, как
атомная энергетика, производство газа и нефти, химическая
промышленность, воздушный и подводный транспорт и др. Раз-
витое производство сосудов давления является показателем по-
тенциала тяжелой промышленности страны.
Производство сосудов давления требует высокого мастерства
изготовления стальных листов, поковок и сварочных материалов,
-высокой квалификации конструкторов и расчетчиков, специали-
стов по материалам, особенно по всевозможным видам излома,
экспертов по сварке и изготовлению, специалистов по неразру-
шающему контролю. Книга имеет целью помочь специалистам
одной области изучить степень развития другой, дать общую
характеристику с учетом общих интересов.
Необходимость изложения современных представлений в раз-
личных аспектах была решена следующим образом. Каждый спе-
циалист писал на тему из той области, в которой он имеет наиболь-
шее международное признание, и не ограничивался рассмотре-
нием только решенных вопросов. Авторы затрагивают вопросы,
имеющие спорные моменты и требующие дополнительных сведений
для решения..
Таким образом, не удивительно, что мнение одного автора по
какому-то вопросу может отличаться от мнения другого автора.
Кроме того, из-за ограниченного объема книги не представляется
возможным детальное освещение вопросов, поэтому в каждой
главе приводится библиография.
В последнее время изучаются наиболее рациональные способы
конструирования сосудов давления, что, по-видимому, обуслов-
лено наличием спорных или эмпирических правил в стандартах.
Настоящая книга имеет целью помочь такому подходу. В ней
рассматривается производство сосудов высокого давления и де-
тально описываются требования, выполнение которых необходимо
для предотвращения разрушения сосудов вследствие усталости,
ползучести и хрупкого излома. Описываются применяемые ма-
териалы, технология производства и контроль этих сосудов,
а также рассматриваются некоторые специфические проблемы,
относящиеся к конструированию и производству сосудов высокого
давления для ядерных реакторов и воздушного транспорта.
Октябрь 1970 г.
Р. В.' Никольс
Г лава 1
ПРИНЦИПЫ РАСЧЕТА
СТАНДАРТНЫХ СОСУДОВ ДАВЛЕНИЯ
Обозначения
v — коэффициент Пуассона
Е — модуль Юнга
а — напряжение
ad — расчетное напряжение
ае — максимальное эквивалентное напряжение
— предел текучести при температуре окружающей среды
ayd — предел текучести, соответствующий определенной пла-
стической деформации, при расчетной температуре
’ <У«а — предел прочности при температуре окружающей среды
— предел прочности при расчетной температуре
оиг — предел длительной прочности за 100 000 ч
р — расчетное давление
SCF — коэффициент концентрации напряжения
k — объемный коэффициент концентрации напряжения
8 — деформация
<г, — напряжение при установившейся ползучести
ks — коэффициент концентрации напряжения при установив-
шейся ползучести
Другие обозначения даны в тексте.
За последнее время значительно развилась методика расчета
стандартных сосудов давления. Расширилось применение норм
расчета, используются более высокие расчетные (допускаемые)
напряжения с широким использованием последних достижений
научных исследований. Комитет стандартов исходит из того,
что методы расчета не должны оставаться неизменными, так как
конструкторы применяют новые легированные стали и методы
изготовления сосудов.
Цель этой главы заключается в том, чтобы помочь конструк-
торам полностью использовать стандарты по методам расчета
сосудов и лучше понять неизбежные ограничения требований
стандарта. Кроме того, указывается, как рассчитать узлы, если
они не рассмотрены в стандарте, и как использовать расчетные
модели, опубликованные в литературе. Предполагается, что
читатель имеет некоторую практику расчета сосудов и хорошо
знаком с обычными типами стандартных сосудов и их узлов.
Мембранные части сосуда — это зоны или области, где нет
существенных изгибных напряжений, например гладкие части
Цилиндрической оболочки. Узлы — это части сосуда, которые
7
вызывают появление изгибных напряжений (патрубки, фланцы,
опоры, трубные решетки, днища и т. не-
стандарты определяют правила расчета мембранных частей
сосудов и узлов под действием постоянного давления, и поэтому
основная задача конструктора заключается в оценке влияния
других нагрузок и факторов, таких, как реакции опоры и темпе-
ратурные градиенты, некоторые из которых будут постоянными
в течение срока службы, а другие — переменными. При больших
объемах и толщинах стенок сосуда эти нагрузки могут быть более
существенными, чем внутреннее давление.
1.1. Информация о расчете
Расчетное давление и температура обычно задаются заказчи-
ком или инженером-конструктором. Основные нагрузки, такие,
как реакции труб, ветровые нагрузки и т. д., также известны
в начале расчета. Для экономии времени конструктор может
задаться расчетным давлением и затем вносить поправки на
другие основные нагрузки. Заказчик обычно представляет всю
необходимую информацию, касающуюся расчета (в частности,
расчетный срок службы, число основных циклов давления и
температуры), и подробные сведения о потоках жидкости и изме-
нениях температуры, если предполагается, что они будут значи-
тельными. Термические напряжения оценить труднее, так как
заказчик обычно имеет только общие данные о характеристиках
рабочей среды и температурном режиме проектируемого сосуда.
Заказчик обычно точно определяет стандарт для расчета, но
не конкретный раздел стандарта. Кроме информации о конструк-
ции сосуда, должен быть оговорен предпочтительный метод
изготовления, так как нет единого технологического решения для
стандартного расчета. Изготовитель может потребовать, например,
специфический профиль фланца или метод изготовления; патрубки
также могут быть различной формы. Все это может оказать влия-
ние на стоимость, поэтому конструктор должен иметь такую
информацию, чтобы создать наиболее экономичный сосуд.
1.2. Нормы расчета
Из множества используемых или предполагаемых в настоящее
время стандартов по сосудам сравним на международной основе
соответствующие стандарты США, Великобритании и Европы.
США: ASME* VIII, разделы 1 и 2. Необогреваемые сосуды
давления, 1968 [3].
Великобритании: BS **, части 1 и 2. Сварные сосуды давления,
1965 и 1968 [4].
* ASME — Американское общество инженеров*механиков.
** BS — Британский стандарт.
8
ФРГ: стандарт на необогреваемые сосуды давления, 1967 [5].
Следует учитывать, что здесь не имеется в виду подробный
анализ указанных стандартов. Методы конструирования фланцев,
патрубков и т. д. будут рассматриваться более подробно в раз-
деле 1-4 «Конструкция узлов».
1.2.1. Сущность стандартов. Стандарт. ASM.E VIII, раздел 1.
Этот стандарт широко использовался в течение многих лет
и прочно вошел в практику расчета и производства сосудов.
Издание 1968 г. включает разделы 1 и 2. Раздел 1 по существу
представляет собой издание 1965 г. и, следовательно, имеет основ-
ной раздел, использующий простые формулы и методы расчета.
Ниже области температур ползучести расчетные (допускаемые)
напряжения берутся равными */4 предела прочности при растя-
жении Или 5/8 условного предела текучести (с допуском 0,2%
на остаточную деформацию), в то время как в области ползучести
расчетные напряжения выбираются по разрушающему напряже-
нию (пределу длительной прочности) или 1% деформации при
ползучести за 100 000 ч. В стандарте приведены методы расчета
для типичных узлов сосуда, находящихся под действием вну-
треннего давления; рассматривается также влияние наружного
давления. Расчет трубных решеток в стандарт, не включен; они
рассчитываются по стандартам ТЕМА *. Необходимость усиле-
ния патрубков определяется по методу «компенсации»; при рас-
чете фланцев все еще используется метод, который существовал
в США в течение многих лет. Уделяется внимание углеродистым
сталям, низколегированным перлитным сталям, нержавеющим
и высокохромистым сталям, а также улучшаемым сталям. Однако
не предъявляются специальные требования к оценке усталостных
или термических напряжений, не уделяется особого внимания
анализу напряжений в узлах, не предусмотренных методами
расчета.
Стандарт ASME VIII, раздел 2. Этот раздел освещает основ-
ные правила расчета сосудов и позволяет заказчикам, изготови-
телям и т. д. сделать выбор между оптимальным расчетом сосуда
и расчетом, направленным на создание наиболее экономичного
сосуда.
Правила раздела 2 в большей степени ограничивают выбор
материалов и методы расчета, но предусматривают более высокие
допускаемые напряжения, чем в разделе 1. Раздел 2 содержит
расчет конструкции в области ползучести, а допускаемые напря-
жения даются равными х/3 предела прочности при растяжении
или 2/3 предела текучести. Эквивалентное напряжение (интен-
сивность напряжения) табулируется на основе критерия теку-
чести Треска. Рассматриваются те же материалы, что и в разделе 1,
но дополнительно введены требования к закаленным и отпущен-
ТЕМА — Ассоциация изготовителей трубчатых теплообменников.
9
ным сталям. Дан простой критерий для определения того, тре-
буется ли анализ усталости; если он необходим, то предусмотрены
детальные рекомендации по расчету. Детальный анализ напря-
жений нужно делать для узлов или видов нагружений, не преду-
смотренных правилами расчета; при этом вычисленные напряже-
ния оцениваются с использованием метода классификации напря-
жений по категориям. Анализ реального упругоциклического дей-
ствия и расчет по предельным напряжениям можно сделать также
посредством оценки категории напряжений. Для усиления па-
трубков используется метод компенсации; фланцы рассчитываются
по методу, описанному в разделе 1.
Кроме действующих американских стандартов, Комитет стан-
дартов ASME имеет «систему интерпретации». Лица, использую-
щие стандарт, могут обращаться в комитет за справками для
разъяснения, получения дополнительной информации и т. д.,
а соответствующие дополнения публикуются в виде отдельных
брошюр. Каждой публикации присваивается номер, а наиболее
интересные из них публйкуют в издании ASME «Mechanical
Engineering». Стандарт ASME переиздается каждые три года.
Британский стандарт BS 1515, части 1 и 2. Этот стандарт
в настоящее время является наиболее совершенным британским
стандартом для обычных сосудов давления. Он разработан на
основе стандарта 1500 и удовлетворяет требованиям всесторонних
рекомендаций по методике расчета.
В части 1 рассматриваются углеродистые и низколегированные
стали и даются допускаемые расчетные напряжения, составля-
ющие 1/2,зъ предела прочности при растяжении или 2/3 предела
текучести. В области ползучести основу составляет предел дли-
тельной прочности или ползучести (1% деформации за 10 000 ч).
Даны методы расчета для всех типичных узлов сосуда, включая
трубные решетки, а метод компенсации используется как основной
для усиления патрубков. Стандарт ASME VIII используется
в настоящее время для -расчета фланцев и определения влияния
опор и локальных нагрузок (в частности, с точки зрения устой-
чивости). Стандарт дает основную оценку давления и термической
усталости, хотя требования к полному анализу усталости не
приведены.
Требования этого стандарта аналогичны требованиям разделов
стандарта ASME VIII.
В части 2 стандарта даны требования к сосудам из нержаве-
ющей аустенитной стали. Укрепление патрубков предусматри-
вается исходя из того, что коэффициент концентрации напря-
жения должен быть постоянным и равным 2,25 с тем, чтобы избе-
жать повреждений от усталости -при циклическом изменении дав-
ления в сосуде, т. е. обеспечить работу материала в условиях
упругоциклического действия. Расчетные напряжения опреде-
ляются так же, как и в части 1, однако коэффициент запаса по
пределу прочности составляет 2,5, а не 2,35, значение же предела
ю
Таблица 1.1
Стандарт
ниже области
ползучести
напряжение
в области ползучести
ASME VIII:
раздел 1 ................
раздел 2 ..............
BS 1515, часть 1.........
ФРГ......................
®yd
1,6
®yd
1,5
Qyd
1,5
®yd
1,5
Gud
4
®ud
3
Qua
2,35
Hr
1,67
Должно быть установлено
вг
1,5
crr
1.5
текучести определяется при 1% остаточной деформации с тем,
чтобы учесть свойство деформационного упрочнения стали.
Стандарт ФРГ. Этот стандарт предусматривает ряд техниче-
ских требований к расчету, каждое из которых рассматривает
специальный аспект расчета. Расчетные напряжения главным
образом основаны на коэффициенте запаса, равном 1,5 по пределу
текучести и пределу длительной прочности на базе 100 000 ч
без учета запаса по пределу прочности при растяжении. Этот
метод- является типичным для европейской практики расчета.
Расчет патрубков основывается на экспериментальных данных
(испытания под давлением) с использованием заданной остаточ-
ной деформации в качестве контролирующего параметра. Приве-
дены методы расчета для типичных узлов сосуда, хотя объем ре-
комендаций не является таким исчерпывающим, как в стандартах,
рассмотренных ранее. .
1.2.2. Сравнение расчетных напряжений. В табл. 1.1 даны
основные параметры, используемые для назначения расчетного
напряжения, но так как различные критерии сложны, сделаны
некоторые упрощения, в частности не учитывается критерий,
основанный на деформации ползучести.
В качестве примера в табл. 1.1 и 1.2 приведены значения <Jd
Для типичной низколегированной (1% Сг, 0,5% Мо) нормализо-
ванной и отпущенной стали, соответствующей стандарту
BS 1501-620В, а механические свойства взяты из материалов
конференции BISRA. Температура 300° С выбрана ниже области
ползучести, а температура 500° С соответствует области ползу-
чести. Таким образом, о„а «=* 31 кге/мм2; оиа= 46 кге/мм2; при
300° С <yyd — 28 кге/мм2, aud — 45 кге/мм2; при 500° С oyd =
== 22 кге/мм2, aad = 40 кге/мм2, ог.^ 15 кге/мм2.
В табл. 1.2 приведены допускаемые напряжения ad по различ-
ным стандартам. Ниже области температур ползучести существуют
11
Таблица 1.2
Стандарт Oj, кгс/мм2 В процентах от величины по стандарту ASME VIII, раздел 1 при
300° С 500° С 300° С 500° С
ASME:
раздел 1 11,8 8,8 100 100
раздел 2 14,9 —— 134 —
BS 1515, часть 1 18,5 9,9 165 112
ФРГ 18,5 9,9 165 112 *
значительные различия допускаемых напряжений, но в области
температур ползучести это различие несущественно.
В стандартах обычно предполагается, что расчетная темпера-
тура в области ползучести, а также давление будут сохраняться
в течение всего срока службы сосуда.
Однако в области температур ползучести сосуд иногда под-
вергается воздействию дополнительной кратковременной нагрузки,
например пиковому повышению давления при срабатывании пре-
дохранительного клапана. В этих условиях не реально оценивать
указанную перегрузку с учетом предела длительной прочности,
а нужно принимать во внимание кратковременные прочностные
характеристики, хотя сосуд и работает в условиях температур
ползучести.
Обсудим, можно ли назначать срок 100 000 ч в качестве базы
для определения предела длительной прочности или ползучести.
Разрушение в сосуде наиболее вероятно в зонах нарушения гео-
метрической непрерывности, где после начальной релаксации
напряжений вследствие ползучести они достигают некоторых
постоянных или установившихся значений, которые почти на-
верняка выше, чем расчетное напряжение. Действующие стандарты
вводят ограничения, выполнение которых гарантирует сосуды
от разрушения. Прежде всего расчетное напряжение принимается
равным 2/3 предела длительной прочности, чем создается опреде-
ленный запас прочности. Но предел длительной прочности зависит
от расчетного срока службы. Если несколько десятилетий назад
100 000 ч (11 лет) являлись приемлемым расчетным сроком
службы', то в настоящее время вследствие больших капитальных
затрат современные сосуды должны иметь срок службы 20 лет.
По-видимому, при определении предела длительной прочности
целесообразно использовать в качестве базы расчетный срок
службы сосуда. Можно полагать, что это не усложнит требования
стандарта, и постоянные или установившиеся напряжения могут
допускаться с коэффициентом 2/3 без учета изменений предела
длительной прочности, связанных с реальным сроком службы.
1.2.3. Свойства материалов. Тенденция определять расчетные
напряжения в зависимости от механических свойств материала,
12
таких, как предел прочности или текучести при растяжении
в условиях комнатной и рабочей температур, продолжает сохра-
няться. Для материалов, включенных в стандарты, расчетное
напряжение табулировано. Однако большинство стандартов ста-
вит целью определение возможности использования материалов,
не удовлетворяющих частным техническим условиям; расчетное
напряжение должно выбираться на основании результатов кратко-
временных испытаний при растяжении и данных ползучести
[7, 8].
В докладах конференции BISRA/ISY [7 ] дано большое коли-
чество результатов испытаний, проведенных металлургическими
предприятиями, в частности, указаны пределы ползучести, экстра-
полированные до 2 • 10® ч, а также дано полное описание параметри-
ческих методов экстраполяции, которые позволяют получить
кривые ползучести. Эти кривые связывают время до разрушения,
напряжение, температуру, и если даны два из этих параметров,
то третий получается непосредственно по кривой.
Конструктор должен быть осторожен при выборе нового ма-
териала, который имеет высокое расчетное напряжение, т. е.
при его использовании следует учесть и проанализировать другие
факторы. Например, ударная вязкость материала должна быть
адэкватной его прочностным свойствам, а технологические харак-
теристики должны быть приемлемыми для изготовителя. У за-
каленных и отпущенных листов, для которых рабочие напряжения
примерно постоянные по толщине, механические свойства должны
быть также постоянными. Для крупных поковок, которые исполь-
зуются в качестве фланцев или трубных решеток, закалка может
не быть эффективной по всему сечению. Однако если в рассма-
триваемом изделии преобладают изгибные напряжения так, что
поверхностные напряжения максимальны, то можцо полагать, что
механические свойства в сердцевине изделия будут приемлемыми.
1.2.4. Толщина стенки сосуда. Толщина мембранной части
сосуда определяется расчетным (т. е. допускаемым) напряжением,
и, пользуясь табл. 1.2, ее можно легко сравнить с толщиной
стенки и для данного сосуда, рассчитанной по типичным стандар-
там для сосудов из нормализованной стали. Однако закаленные
и отпущенные материалы представляют значительный интерес,
и различия основных положений разных стандартов для таких
материалов становятся особенно важными. Например, в стан-
дарте ФРГ расчетное напряжение основано только на пределе
текучести материала, тогда как другие стандарты (например,
ASME VIII, раздел 2) включают требования также и по пределу
прочности при растяжении.
Пластины толщиной 158 мм из стали, содержащей 2,25% Сг,
*% Мо, закаленной и отпущенной при 630° С [9], имеют следу-
ющие значения напряжений при 300° С: . ayd = 61,6 кгс/мм2,
аиа = 72,4 кгс/мм2; таким образом, по стандарту ASME VIII,
Раздел 2 ad — 24,1 кгс/мм2, а по стандарту ФРГ — 41,0 кгс/мм2.
13
Рис. 1.1. Расчетное напряжение oj по двум
стандартам на кривой о = f (в) для стали, термо-
обработанной при 300° С
Заметное различие расчетных на-
пряжений связано с высоким значением
отношения предела текучести к пределу
прочности при растяжении, равным для
этой стали 0,85, в противоположность
более низким значениям этого отноше-
ния для ранее используемых сталей.
Например, для стали, содержащей 1%
Сг, 0,5% Мо (см. табл. 1.2), отношение а012/аий = 0,62. На рис. 1.1
схематически показана зависимость расчетного напряжения от
деформации (91.
Вследствие упомянутого выше различия не ясно, каким ра-
ционально задаваться допускаемым напряжением для определе-
ния толщины мембранной части сосуда и какие должны быть
требования к прочностным свойствам материала при растяжении.
Лангер [10] и другие авторы показывают, что предельное давле-
ние для обычных оболочек определяется в значительной степени
пределом прочности при растяжении, чем создается некоторый
запас прочности, после того как давление достигает величины,
вызывающей общую текучесть.
Лангер считает, что до тех пор пока не будет приобретен опыт
работы с закаленными отпущенными сталями, лучше учитывать
обе характеристики при растяжении (предел прочности и предел
текучести), однако для углеродистых и нормализованных низко-
легированных сталей это не обязательно.
В зонах концентрации напряжений, вероятно, только предел
текучести и пластичность материала имеют превалирующее зна-
чение. Высокопрочные стали для сосудов давления должны иметь
достаточно высокую пластичность даже при высоком отношении
предела текучести к. пределу прочности.
При анализе видов разрушения особое внимание обращается
на узлы, в то время как принятый метод расчета подразумевает
рассмотрение возможных видов разрушения мембранной части
сосуда, что, вероятно, дает Комитету стандартов более простую
основу для выбора расчетных напряжений. Эго особенно важно,
так как стандарты предоставляют определенную свободу при кон-
струировании узлов. Однако для определения толщины сосуда
необходимо учитывать расчетное напряжение.
1.3. Расчёт узлов
Расчет узлов широко освещен в литературе, поэтому в этом
разделе рассмотрим методы расчета узлов с учетом методов стан-
дарта [1, 2, 10, 11 ].
14
1.3.1. Фланцы. Стандартные методы. Наиболее известным
методом расчета является метод, предусмотренный стандартом
ASME VIII (разделы 1 и 2), который основан на работе Вотерса
й др. [121 и в течение многих лет был включен в более ранние
издания этого стандарта. Этот метод приближенный, тем не менее
его многолетнее использование основано на довольно удовлетво-
рительной практике.
Вычисленные напряжения будут реальными для так называе-
мого затянутого'болтового соединения, когда нагрузки во фланце
возникают вследствие натяжения болтов и реакции прокладки.
При рассмотрении влияния внутреннего давления допустимые
усилия затяжки болтов и реакции прокладки Вотерс определял
без учета нагрузки, создаваемой давлением на фланец. Следова-
тельно, условие совместности деформаций элементов фланцевого
соединения не выполнялось, что приводило к недооценке напря-
жений.
Дополнение к основному методу расчета было разработано
Весстромом и Бергом [131, что позволяет оценить смещение флан-
цев. При этом не нужно выполнять сложный анализ, так как
используются константы, получаемые при первоначальном рас-
чете фланцевого соединения. Зная смещение фланцев, можно
найти возможную утечку через прокладку и изменение натяжения
болтов.
Метод, разработанный Лейком и Бойдом [14], внесен в стан-
дарт BS 1500, что позволяет создавать более легкие фланцы, чем
фланцы, рассчитываемые по стандарту ASME VIII. Однако этот
метод не получил распространения в других стандартах. Так,
стандарт BS 1515 использует американский метод расчета, но
принимаются свои допускаемые напряжения (табл. 1.1), более
высокие, чем в разделе 1 стандарта ASME VIII, и примерно такие
же, как в разделе 2.
Большинство стандартов дают расчетные напряжения для
болтов, но они едва ли реальны на практике. Если не определены
требования по. затяжке болтов, то болты небольшого диаметра
(скажем, Г9 мм) могут работать при более высоких напряжениях,
чем более крупные. Конструктор может задаться расчетным кру-
тящим моментом при затяжке, но лучше его находить экспери-
ментально, используя реальный размер болта и типичную смазку.
Ответственные болты следует затягивать с помощью гидравличе-
ского натяжного устройства. Стандарт ASME VIII дает исчерпы-
вающее описание проблем, связанных с расчетом болтов, а также
освещает гидравлические испытания и условия эксплуатации.
Анализ напряжений. В докладе Мюррея и Стюарта на симпо-
зиуме инженеров-механиков в 1961 г. [11] рассмотрен известный
аналитический метод, который можно использовать для вычисли-
тельных машин, а также описана экспериментальная работа по
выбору фланца большого размера, в которой сопоставлялись
фактические условия его работы с рассчитанными по стандартным
15
методам. Основной проблемой при расчете фланца является опти-
мизация его размеров. Используя метод расчета по стандарту
ASME VIII, конструктор выбирает определенные размеры и вы-
числяет остальные параметры, при этом допускается выполнять
варианты расчетов, но все они должны удовлетворять стандарту.
Программа позволяет анализировать несплошности сборки
цилиндров с использованием «метода изгиба грани» и требует,
чтобы были определены размеры в точках, показанных на рис. 1.2,6,
а также усилия натяжения болтов и данные о прокладке. Напря-
жения при действии давления и без него определяются в стыках
между цилиндрами, при этом втулка рассматривается как серия
(набор) цилиндров, число которых выбирается конструктором.
Установлено, что найти, скажем, десять размеров можно за время,
затраченное для одного вычисления по стандарту ASME, и в этом
случае непосредственную помощь в выборе оптимального размера
указывает конструктору вычислительная машина. На рис. 1.2, г
схематически показано фланцевое уплотнение, применяемое в со-
судах, где сферическая крышка соединяется кольцом фланца.
Чтобы определить напряжения в месте соединения крышка-
фланец, можно составить программу.
1.3.2. Трубные решетки. Распределение напряжений в перфо-
рированной пластине найти весьма сложно, так как требуется
учесть неопределенную степень жесткости защемления трубной
решетки по контуру и размеры узла соединения труб с решеткой,
обусловленные различными особенностями конструкции. Коми-
теты стандартов приложили значительные усилия, чтобы сформу-
лировать подходящие правила расчета трубных решеток, но
в каждом конкретном случае неизбежны те или иные приближения
к нормативным расчетным схемам.
Усовершенствование расчета по стандарту. Стандарты ТЕМА
[15] являются расширением стандарта ASME VIII, раздел 1 для
расчета теплообменников. Толщину трубной решетки находят
с учетом влияния напряжений от среза и изгиба. Толщина, опре-
деляемая при расчете на срез, зависит от жесткости защемления,
Рис. 1.2. Типичные профили фланцев:
а — на болтах; б, в — со шпильками, используемыми в сосудах высо-
кого давления; г — фланцевое уплотнение; Р — нагрузка на болт;
Pi — реакция прокладки; р — внутреннее давление
16
а при расчете на изгиб предполагает минимально допустимую
податливость в 20%. Условия закрепления краев для трубных
решеток определяются отношением толщины стенки корпуса
к диаметру решетки. Стандарт ТЕМА 1959 г/ издания не дает
метода расчета неподвижных трубных решеток. Издание 1968 г.
по существу повторяет издание 1959 г., но в нем дается метод
расчета неподвижных трубных решеток, основанный на методе
Гарднера [16] и Миллера [17] с учетом влияния коэффициента
Пуассона в решетке и трубах. В обоих изданиях расчетные напря-
жения выбраны в соответствии со стандартом ASME VIII, раз-
дел I.
Несколько британских стандартов включают расчет трубной
решетки. Интенсивно используются стандарты BS 1500 и BS 1515,
части 1 и 2, и по существу они дают метод расчета, основанный
на работе Миллера. Трубная решетка рассматривается в каче-
стве перфорированной упругой пластины при условиях, что ее
край свободно оперт или жестко защемлен по контуру. Кон-
структор должен выбирать решение в пределах двух указанных
выше условий, но это вызывает затруднения, так как необходимо
учитывать жесткость опорных элементов. Стандартный расчет
определения напряжений среза обычно применяется для больших
давлений. Метод расчета по стандарту BS 1515 такой же, как
и по стандарту BS 1500, но он предусматривает более высокие
расчетные напряжения.
Для неподвижных трубных решеток работа Буна и Волша
[18] с поправкой Гарднера дает достаточно точный анализ напря-
жений в жестко защемленных трубных решетках.
Метод расчета. Для дополнения стандартного расчета О’Дон-
нелл и Лангер [19] дают исчерпывающий метод анализа напря-
жений. Перфорированная пластина заменяется сплошной таких
же размеров, но изменяются постоянные упругости Е и v, так
что жесткость «приведенной» пластины будет такой же, как у дей-
ствительной. Тогда связь между трубной решеткой, стенкой
. сосуда и фланцами можно проанализировать обычными методами
теории упругости и номинальные напряжения определить в фик-
, тивной «сплошной пластине». Найденные таким образом номи-
нальные напряжения в фиктивной пластине будут исходными для’
определения средних и пиковых напряжений в реальной перфо-
рированной пластине.
Средние напряжения можно оценить, используя обычную
классификацию по категориям предельных напряжений и локаль-
ных напряжений (при анализе усталости). Если узлы испытывают
на трубных решетках или моделях, дающих фактические предель-
ные нагрузки и коэффициенты упругопластического действия, то
Данные испытаний заменят расчетные напряжения. Если стан-
дарты содержат подробные методы расчета, то полный анализ
Капряжений не требуется, за исключением случаев очень жестких
Режимов работы сосудов с ™»«™рятурными гпя^иентями.
2 р. Никольо I НРАСНчЭл РО ИА г! | 17
Рис. 1.3. Распределение напряжений
в торосферическом днище [23]:
а — меридионального; б — окружного;
1 — внешняя поверхность; 2 — внутрен-
няя поверхность; — выпуклая часть
днища; 1Ъ — переходная область от вы-
пуклой части днища -к цилиндрической;
/3 — цилиндрическая часть днища
1.3.3. Днища сосудов. По-
лусферическая, эллиптическая
и торосферическая формы—наи-
более распространенные типы
днищ сосудов. Все стандарты
для каждого типа сосудов дают
достаточно простые методы рас-
чета, так что определение тол-
щины днища при расчете по
стандарту не представляет за-
труднений. Для эллиптичес-
ких и торосферических днищ
большинство стандартов .накла-
дывают ограничения на допу-
стимые отношения радиусов,
определяющих профиль днища,
но эти ограничения достаточно
известны конструкторам и не
требуют рассмотрения.
Основной интерес при рас-
чете днищ вызывают реальные
напряжения, регламентированные правилами расчета, так что про-
фили стандартных днищ оцениваются или из анализа существующих
напряжений, или из данных эксперимента. Соединение полусфе-
рического днища с цилиндром можно легко проанализировать, и
нет необходимостй оценивать напряженное состояние этого про-
стого узла сосуда. Эллиптическое днище должно рассчитываться,
например, по методике Крауса [20], который дает теоретическое
решение вопроса и результаты экспериментальных исследований.
Торосферические днища. Эти днища трудно рассчитывать по
двум основным причинам: 1) расчет напряжений громоздкий и
требует составления программы для вычислительной машины;
2) для тонких днищ возникает проблема определения устойчиво-
сти, даже если днище находится под действием внутреннего
давления.
Если нет аналитических методов распределения напряжений,
то Фесслер и Стенлей [21, 22] 'предлагают получить его на фото-
упругих моделях. В первой статье они описывают эксперимен-
тальную работу по профилям днищ, выполненную по требованиям
стандарта, и дают коэффициенты концентрации напряжений и
нелинейное распределение напряжений по толщине днища. Во
18
второй статье эти результаты используются для подробной оценки
требований стандарта, но они весьма сложные. При определении
толщины днища в соответствии с требованиями стандарта исполь-
зуется коэффициент формы, но происхождение этого коэффициента
далеко не ясно. Коэффициент формы не аналогичен коэффициенту
концентрации напряжений; его можно классифицировать как
расчетный коэффициент для определения толщины (различные
стандарты дают различные значения коэффициентов формы).
Распределение напряжений было определено Финдлеем [23]
с использованием измерения деформации днища и анализа, про-
веденного на вычислительной машине. Финдлей показывает, что
окружное напряжение может стать критическим в тонких дни-
щах, поэтому днище необходимо проверять на устойчивость.
Получив распределение напряжений, можно сопоставить их
с требованиями стандарта ASME VIII, раздел 1.
Рассмотрим расчет днища [23]. Исходя из расчетного напря-
жения, получим
— = 0,023. (1.1)
На рис. 1.3 дано распределение напряжений (эксперименталь-
ное и теоретическое почти совпадают) в виде «индексов напря-
жения» I или отношения к окружному напряжению в цилиндри-
ческой части. Используя размеры днища, получим
а= 33,Зр/. (1.2)
Таким образом, из уравнений (1.1) и (1.2) получим ad =
;= 0,765/ = Ks (по стандарту), а из рис. 1.3 максимальные коэф-
фициенты концентрации напряжений в месте перехода цилиндри-
ческой части днища в сферическую равны:
Напряжение
Внешняя поверхность
Внутренняя поверх
ность
Меридиональное.................
Окружное.......................
Максимальное напряжение в месте перехода растягивающее
и равно 2,3orf, так что будет иметь место упругоциклическое
Действие. Эти напряжения можно представить в виде (рис. 1.3):
Напряжение Среднее напряжение Напряжение при изгибе
Меридиональное Окружное +0,5 —0,85 ±1,8 ±0,45
Нормальное сжимающее напряжение в меридиональном на-
правлении составляет 0,85^ (это значение действительно наблю-
дается у днищ, находящихся под действием внутреннего давле-
ния). Считается, что в общем случае существуют проблемы устой-
2* 19
Рис. 1.4. Коэффициенты концентрации напряжений ат для мест присоединения
патрубков:
а — вычисленные методом компенсации для цилиндрических сосудов; б — вычислен-
ные в соответствии со стандартом; / — a__v = (Г/Г'); 2 — а — о. (Г/Г'); 3 —а =
Шил CL И
(Уд <7д
= а.; по стандарту а_ ------ = k (Т/Т'); расчетный а_ — ---- = k
а т 0 г» 1 (У и
чивости днищ, рассчитанных по стандарту; для тонких днищ можно
сделать выбор метода расчета на основании работы Дворака и
Мак Грата [24], а примерное выражение для предельного давле-
ния дается Шилдом и Дракером [25].
1.3.4. Патрубки. Из всех узлов сосуда патрубки за последние
годы привлекли к себе наибольшее внимание. Они, конечно, наи-
более типичные узлы, так что это внимание оправдано и привело
к изменениям метода расчета, рекомендуемого некоторыми бри-
танскими стандартами.
В основном используются три метода расчета по следующим
стандартам:
США: стандарт ASME VIII, разде-
лы I и 2..................... Метод компенсации
Великобритания: BS 1515........Метод контролируемого максимального
, напряжения
Стандарт ФРГ ..................Метод экспериментального предела
текучести
Метод 1 расчета (метод компенсации). Этот метод дается
в стандартах на протяжении многих лет, поэтому описывать его
не будем [2]. Он прост для применения и вполне надежен, но
так как сейчас все большее внимание уделяется реальным, а не
расчетным напряжениям, то будем рассматривать этот аспект.
Реальные коэффициенты концентрации напряжений зависят от
многих параметров, из которых преимущественными являются
отношение диаметра патрубка к диаметру сосуда и распределение
усиления вокруг отверстия. В основном считается, что коэффи-
циенты концентрации напряжений, лежащие в пределах 1,5—
3,5, соответствуют сосудам, сконструированным по этому методу.
На рис. 1.4 даны коэффициенты концентрации напряжений для
патрубков цилиндрических сосудов в предположении, что патру-
бок и сосуд имеют минимальную расчетную толщину, определен-
20
йую по внутреннему давлению, а усиление получено с учетом
местных утолщений стенки сосуда.
Метод 2 расчета (контролируемое максимальное напряжение).
При этом методе расчета максимальное напряжение в сосуде
в месте перехода в патрубок составляет определенное кратное
число от расчетного напряжения, а в стандарте BS 1515 коэффи-
циент концентрации принимается равным 2,25. Этот подход
используется Лекки и Реини [26], которые дают анализ соеди-
нения цилиндр/цилиндр. По этому методу отношение диаметров
патрубка и сосуда обычно принимается примерно равным 1 : 3.
Метод 3 расчета (экспериментальная текучесть). Этот метод
основан на испытаниях под давлением серии соединений ци-
линдр/цилиндр и определении давления р0,2> вызывающего оста-
точную деформацию, равную 0,2%. Расчетное давление прини-
мается равным р0Л/1,5, так что патрубок имеет такой же резерв
прочности по пределу текучести, как и мембранные части сосуда,
где расчетное напряжение равно ст^/1,5. В общем этот метод дает
примерно такой же расчет необходимого усиления, как и метод
контролируемого максимального напряжения, когда исполь-
зуется коэффициент концентрации напряжений, равный 2,25.
Следует отметить, что при испытаниях под давлением, исполь-
зуемых в качестве основы этого метода, деформации измерялись
только на внешних поверхностях узлов, тогда как известно, что
деформации на внутренних поверхностях могут быть выше.
Хотя методы 1 и 3 признаны полезными, их использование
надежно для сосудов, работающих при небольших внешних на-,
грузках или термических градиентах. Контроль максимального
напряжения становится более предпочтительным для сосудов,
работающих при высоких нагрузках, так как если конструктор
знает уровень напряжения при заданном давлении, он может
учесть другие нагрузки и оценить общие максимальные напря-
жения. Следовательно, метод 2 дает основу для рациональной
оценки других видов нагрузок (кроме внутреннего давления),
которые не предусмотрены стандартом.
Если для расчета используются методы 1 и 3 и надо опреде-
лить напряжения при рабочем давлении, то коэффициент кон-
центрации напряжений можно найти из номограмм Лекки и
Пенни [26], используя геометрические соотношения штуцерного
соединения. Таким образом, эти два метода можно отнести к ста-
тусу метода 2, но конструктор должен определить, приемлем ли
выбранный коэффициент концентрации напряжений.
Рассмотрим, что означает приемлемый коэффициент концен-
трации напряжений для работы сосуда под давлением. Значение
2.25 было выбрано из условий, что при расчетных напряжениях,
используемых в стандарте BS 1515, будет наблюдаться упруго-
Циклическое состояние материала и гарантировалась его работа
ПРИ малоцикловой усталости (при большой амплитуде деформа-
ций). При расчетном напряжении 0^/1,5 коэффициент концен-
21
трации напряжений, равный 3,0, дает максимальное местное
напряжение для упругоциклического действиях.
Подразумевается, что упругоциклическое действие будет на-
блюдаться при всех нагрузках (а не только от внутреннего давле-
ния), так что значение 3,0 не следует использовать в качестве
допустимого для циклического изменения давления. Коэффициент
2,25 будет приемлемым компромиссом, когда термические напря-
жения не вычисляются. Однако может быть подходящим более
высокий коэффициент концентрации, если известно, что упруго-
циклическое действие будет наблюдаться при всех нагрузках.
Следовательно, допустимый коэффициент концентрации напря-,
жений при внутреннем давлении определится из анализа степени
важности других нагрузок; часто можно провести простые вы-
числения для установления их важности.
Важно правильно применить коэффициент концентрации на-
пряжений, особенно при использовании работы Лекки и Пенни
[26], так как эта статья основана на теоретическом анализе,
а номограммы дают коэффициент концентрации напряжений,
основанный на номинальном напряжении в сосуде около патрубка
(точка В на рис. 1.4, б). Если толщина стенки в зоне патрубка
больше минимальной, то напряжение будет меньше расчетного,
хотя подразумевается, что рассматриваемые в данном случае
коэффициенты концентрации напряжений равны кратным числам
от расчетного напряжения в мембранных зонах сосуда. Из
рис. 1.4, б видно, что коэффициент концентрации напряжений не
единственный существенный параметр. Таковым будет и макси-
мальное напряжение, которое определяет упругоциклическое
действие.
1.3.5. Опоры сосуда. Методы, используемые для крепления
сосудов, можно сгруппировать в два различных класса:
1) сплошная система опор расположена концентрически с осью
сосуда и используется только для вертикально расположенных
сосудов (рис. 1.5, а);
2) две или более изолированные опоры для вертикально и
горизонтально расположенных сосудов (рис. 1.5, б).
Сплошная опора вертикально расположенных сосудов. Сплош-
ную опору стремятся использовать для крупных, тяжелых, вер-
тикально расположенных сосудов, так как она дает оптимальное
распределение на нее нагрузки, образуя хорошо известную
опору в виде стакана. Учитывая симметрию с осью сосуда, со-
единение стакан/сосуд рассчитывается обычными методами. Ти-
пичными нагрузками являются вес конструкции во время работы
и гидроиспытания, давление сосуда и термические градиенты
в соединении. Тернер [32] при анализе напряжений в корпусах
сосудов прибегает к проблемам, связанным с опорами, а Вейл
1 Нагружение, при котором циклическая деформация остается постоянной
от цикла к циклу (не накапливается).
22
152
Рис. 1.5. Типичные системы опор:
а — сплошная опора; б — изолированные опоры; 1 — три или более
одинаковых опор; 2 — линейный градиент температуры; 3 — опоры из
бетона или стали
и Мерфи [33] включают аспекты термического напряжения.
Хотя в последней статье дается упрощенный метод вычисления
термических напряжений, все же требуются значительные вычис-
ления, и нужно задавать линейные градиенты температур во всех
узлах, находящихся в соединении. Маловероятно, что такие
градиенты существуют на практике, и при таком предположении
можно внести значительные ошибки, поэтому при анализе реко-
мендуется принять реальные распределения температур.
Стандарт ASME VIII не дает специальных правил расчета опор,
но дает рекомендации по рациональной методике расчета. В стан-
дарте BS 1515 приведены требования для расчета, допускаемые
напряжения и включены ветровые нагрузки и критерий оценки
опасности продольного изгиба.
Анализ термического напряжения в соединении стакан/сосуд,
.если используется зависимость температура—время, являющаяся
реакцией металла на изменения температуры жидкости, может быть
очень сложным. Если температура жидкости изменяется быстро,
такую зависимость необходимо знать. Однако очень часто эти
•изменения происходят медленно, так что термический анализ
'можно основывать на крайних значениях температурного цикла.
На рис. 1.5, а показана типичная опора крупного сосуда,
а также температуры при нормальной работе и в условиях пере-
ходного процесса (табл. 1.3).
В каждом случае предполагает-
ся, что корпус сосуда имеет тем-
пературу жидкости, а изоляция
опоры должна гарантировать
приближение к линейному гра-
диенту температур. Однако эти
Упрощения не следует приме-
Иять для неустановившихся ре-
жимов.
Изолированные опоры для вер-
тикально расположенных сосудов.
Таблица 1.3
Параметр Режим
нор- маль- ный пере- ход- ный
Давление, кгс/мм2 . . Температура (°C) в точках: 180 25
Л, В, С 430 500
D 20 20
23
На рис. 1.5, б показана общая система опор для легких верти-
кально расположенных сосудов; конструкции опор или прива-
риваются непосредственно к корпусу, или используется проме-
жуточная прокладка для более равномерного распределения
нагрузки. Для случая непосредственно приваренных к корпусу
опор Китчинг и Олсен [34, 35] дают эффективный метод оценки
нагрузок на опоры и влияния локального стеснения на напряже-
ния, возникающие от давления в сосуде.
Более подробные сведения по этому вопросу дает Биджлард
[36, 37].
Изолированные опоры для горизонтально расположенных со-
судов. На рис. 1.5, б показан обычный метод крепления горизон-
тально расположенных цилиндров для хранения жидкостей,
газгольдеров и теплообменников. Он также применялся для
крепления сосудов, предназначенных для работы в вертикальном
положении, но требующих гидравлического испытания при го-
ризонтальном положении. Эта система опор успешно рассчиты-
вается с использованием работ Зика [39], а также Форбеса и
Тутса [40].
1.4. Расчет методами, не предусмотренными стандартами
Часто конструктор встречается с узлами, методы расчета для
которых не предусмотрены стандартами, или когда узлы имеют
нагрузки выше предусмотренных стандартами.
Анализ напряженного состояния оболочек и их сопряжений
составляет основную часть дополнительного расчета, и конструктор
часто встречается с видимым противоречием между классическим
сопротивлением материалов и хорошо известными трудами
С. П. Тимошенко в области расчета оболочек. В этих случаях
рекомендуется использовать работы [1, 2, 32], которые помогут
выполнить расчеты этих сосудов. Большинство работ, приведен-
ных в этой главе, посвящено анализу в пределах упругости, но
вычислительная техника позволяет найти решения для упруго-
пластической области, как предлагают Маршел и Пилгрим [41 ].
Результаты многих анализов даются в виде коэффициентов кон-
центрации напряжений, использование которых служит ценным
дополнением к стандартным методам расчета.
1.4.1. Объемные и локальные коэффициенты концентрации
напряжений. Патрубки, крупные фланцы и другие подобные
узлы нарушают геометрическую форму оболочек, в результате
требуется анализ напряженного состояния мест соединения.
Такой анализ обычно строится на пересечении тонких оболочек,
так что реальный профиль соединения часто упрощается и не
учитывается профиль сварных швов, небольшие радиусы при
изменении толщины и т. д. Этот расчет позволяет найти так назы-
ваемый общий коэффициент концентрации напряжений.
Если же напряжения рассматриваются с учетом формы и раз-
меров сварных швов и т. п., то эти области называют локаль-
24
ними нарушениями формы, и тогда следует рассматривать соот-
ветствующие локальные коэффициенты концентрации напря-
жений. Таким образом, максимальное общее напряжение равно
общему коэффициенту концентрации напряжений, умноженному
на напряжение вдали от нарушения формы оболочки, а макси-
мальное локальное напряжёнйе равно локальному коэффициенту
концентрации напряжений, умноженному на максимальное общее
напряжение. Локальные напряжения часто называют максималь-
ными напряжениями, которые даются в стандарте ASME VIII,
раздел 2.
Пользуясь данными литературы и экспериментов, следует раз-
личать, о каком коэффициенте концентрации напряжений идет
речь. При этом необходимо учитывать следующие моменты.
1. Если используются измерения деформации, то результаты
обычно дают общие напряжения, так как база датчика, равная,
скажем, 5—6 мм, будет давать среднее напряжение и маловероятно,
что при этом можно выявить локальные пики напряжений, для ко-
торых могут быть приемлемыми базы датчиков порядка 1,5 мм.
2. На фотоупругих моделях (например, соединения патрубка
и сосуда под давлением) следует определять как общие, так и ло-
кальные напряжения, если при изготовлении моделей точно
учтена локальная геометрия сосуда.
3- . Локальные коэффициенты концентрации напряжений для
зон нагружения геометрической непрерывности можно получить
из работы Петерсона [42] или соответствующего Списка резуль-
татов [43]. Часто локальный профиль не рассматривается, и тогда
результаты будут относиться к одноосному нагружению (растя-
жение и изгиб).
4. Если при теоретическом анализе рассматривается локаль-
ная форма, например, с помощью метода конечных элементов, то
даются как объемные, так и локальные эффекты и не требуется
никакой коррекции, как в п. 3.
Очевидно, что при определении локальных напряжений могут
возникнуть трудности, поэтому следует проанализировать, на-
сколько важны локальные напряжения при расчете сосуда.
Обычно они имеют специфическое, ограниченное применение и
важны для расчета усталости (см. гл. 2), поэтому в данном случае
Достаточно рассмотреть только общие вопросы. Если объемная
зона рассматривается в области упругости, то деформация в ло-
кальной области стабилизируется окружающим упругим мате-
риалом, который не подвергается влиянию небольшого объема
локальной области.
Следовательно, локальные коэффициенты концентрации напря-
жений возможны только в локальной области, и это единственный
ВИД разрушения, который имеет отношение к таким зонам. На
основании этого влияние профилей сварных швов, радиусов и т. п.
ие дается в стандартах для обычных сосудов и в большинстве
литературных источников. Локальные эффекты важны только
25
Рис. 1.6. Свойства текучести материала
и образование опорных точек:
1 — жесткого идеально пластичного; 2 —
упругого идеально пластичного; 3 — опор-
ные точки; 4 — деформированная форма;
5 — первоначальная форма
для ответственных сосудов с
возможным разрушением их при
усталости.
1.4.2. Расчет по предельным
напряжениям. Методы расчета
с учетом предельных напряжений применялись для расчета кон-
струкций в течение многихртет, но для расчета узлов оболочек
стали применяться недавно/ поэтому многие конструкторы ветре-,
чаются с’трудностями при^расчете корпуса. Таким образом, если
некоторые основные положения не будут исчерпывающими, то
в качестве дополнительной информации можно использовать
работу Биккеля и Руиза [2].
Расчет предельных напряжений имеет целью определение такой
нагрузки ’на узел сосуда давления, при которой он будет продол-
жать деформироваться без какого-либо увеличения нагрузки.
Таким образом, в этот расчет включается анализ пластичности
оболочек, и до некоторой степени это напоминает методы анализа
в пределах упругости, так как рассматриваются элементы обо-
лочек, для расчета которых также используются уравнения
равновесия.
Предполагается, что материал жесткий и идеально пластич-
ный (рис. 1.6), так что деформация отсутствует до тех пор, пока
материал не достигает предела текучести. При этом используется
критерий Треска, а не Мизеса, так как он упрощает анализ.
Наиболее исчерпывающей в этой области является работа Ходжа-
144], так как она посвящена проблемам расчета узлов по предель-
ному состоянию и все нормативные методы расчета разработаны
на основе этой статьи.
Чтобы наглядно представить процесс, при котором создается
предельная нагрузка, рассмотрим постепенное увеличение ее на
узел сосуда. При низких нагрузках напряжение будет ниже пре-
дела текучести, так что деформации равны нулю (жесткий идеально
пластичный материал). Распределение напряжений в этом случае
неопределенное, поэтому будем предполагать, что оно соответ-
ствует условиям упругого поведения материала.
Так как нагрузка увеличивается, то в какой-либо точке узла
достигается предел текучести. Если точка окружена более низко-
напряженным и, следовательно, жестким материалом, то значи-
тельной деформации не наблюдается. Для более высоких нагру-
зок текучесть распространяется до тех пор, пока жесткий материал
не сможет больше сдерживать пластическую деформацию. При этом
наблюдается общая пластическая деформация и, следовательно,
достигается предельная нагрузка.
26
Часто трудно теоретически получить точную предельную на-
грузку, однако можно оценить нижнюю и верхнюю границы
ее подлинной величины. Для нахождения граничных значений
Л предельной нагрузки используются две теоремы.
Теорема о нижней границе: любая система сил и моментов,
которая удовлетворяет уравнениям равновесия и ни в одной
точке узла напряжение на поверхности не превышает предела
текучести, является нижней границей предельной нагрузки.
Теорема о верхней границе: если можно найти область чисто
пластической деформации, в которой скорость нагружения равна
или больше скорости рассеивания внутренней энергии, то такая
нагрузка является предельной.
ч Применим эти теоремы к узлу сосуда, рассмотренному Гиллом
[45] и Клаудом [46], где получена предельная нагрузка для
патрубка в. сферическом сосуде под внутренним давлением.
Используем теорему о нижней границе' и будем считать, что меха-
низм разрушения определяется изменением положения «опорных
точек» (см. рис. 1.6). Около этих точек в пластической области
возникает максимальный момент, который вследствие симметрии
формы и нагрузки относительно оси сосуда вызывает перемещение
точек. Одна точка берется в месте соединения цилиндр—сфера,
и расчет определяет положение опорных точек на цилиндре и
на сфере в зависимости от нижней границы предельного давления.
Положения, найденные для опорных точек, образуют основу
для нахождения верхней границы нагрузки.
Энергетический принцип используется для оценки работы
внутренних сил (напряжений). Внешняя работа есть произведение
давления на изменение внутреннего объема. Внутренняя и внеш-
няя работы приравниваются, чтобы получить решение для верх-
ней границы. Результаты можно представить в графическом виде,
охватывая всю область смещений опорных точек. Для получения
результатов этим методом Гилл [45] использовал вычислитель-
ную машину.
В приведенном выше анализе предполагается, что материал
жесткий идеально пластичный, однако в реальном узле будут
наблюдаться как упругая, так и пластическая деформация. Так
как эти деформации не учитываются, следовательно, анализ
-Дает консервативную оценку реальной предельной нагрузки.
Влияние изменения формы было установлено экспериментально
Аллманом и Гиллом [47], которые в расчете учли изменение пре-
дельных напряжений для соединения цилиндр—сфера.
Возвращаясь к расчету предельных нагрузок, можно сказать,
что стандарт ASME VIII, раздел 2 определяет, что расчетные
нагрузки на узлы не должны превышать 2/3 предельной нагрузки.
Не вызывает сомнения применимость расчета мембранных ча-
стей для случая, где напряжения не превышают 2/3 предела те-
кучести. Однако, несмотря на деформационное упрочнение, узлы
.Имеют некоторый запас прочности из-за изменения формы, так
27
Рис. 1.7. Приближенная оценка на-
грузки упругоциклического действия:
а — стадии упругоциклического действия;
б — а—е-диаграмма для точки Р; 1 —
упругая зона; 2 — предполагаемое дей-
ствие максимального упругого напряже-
ния; 3 — пластическая зона; 4 — упру-
гопластическая зона; 5 — упругая зона
в процессе упругоциклического действия;
б — промежуточная расчетная нагрузка;
7 — расчетная нагрузка, равная удвоен-
ной первой нагрузке текучести; 8—-первая
нагрузка текучести; 9 — внешняя на-
грузка снята; 10 — размах напряжений,
равный или За^
что нельзя сравнивать узлы и
мембранные части. В настоящее
время указанная выше основа
для расчетов представляется
приемлемой. Гилл и Лекки [481
рассмотрели расчет по предель-
ным напряжениям и влияние
изменения формы на него, что позволит более рационально ис-
пользовать расчет по предельным напряжениям.
Если конструктору не заданы предельные нагрузки на проек-
тируемый узел, то можно использовать подход, учитывающий
категории напряжений (см. § 1.5.2).
1.4.3. Упрощенная оценка нагрузки упругоциклического дей-
ствия. Оценка нагрузки упругоциклического действия внесла
значительный вклад в усовершенствование методов расчета. Все
сосуды в той или иной степени подвергаются действию цикличе-
ского нагружения, и мы сталкиваемся с явлением циклического
нагружения материала в упругой области и его влиянием на
надежность работы узлов. Наглядной иллюстрацией этого служат
диаграммы напряжение—деформация. Однако их нельзя исполь-
зовать для точного описания поведения материала при цикличе-
ской нагрузке, хотя они и полезны для расчетных целей.
Рассмотрим типичный узел, скажем, соединение патрубка
с корпусом, подвергаемый воздействию системы определенного
расчетного нагружения (включая термическое нагружение), и
предположим, что из анализа упругости известно распределение
напряжений. Предположим также, что некоторые из вычисленных
упругих напряжений превышают ayd (предел текучести), так что
существует пластическая зона (рис. 1.7, а). В этой зоне находится
точка Р, где вычисленное упругое эквивалентное напряжение
(по критерию Мизесса или Треска) будет максимальным; на
рис. 1.7, б для точки Р схематически начерчена диаграмма на-
пряжение-деформация. Подобные диаграммы можно начертить
и для менее напряженных точек, где наблюдается текучесть, но
они имеют меньшее значение.
Представим, что ордината точки А является максимальным
эквивалентным напряжением, а для материала сосуда примем
28
соотношение напряжение—деформация для упругого идеально
пластичного материала (OXY).
При заданной нагрузке напряжение изменяется по линии ОХВ,
причем деформации в точках А и В равны, а нагрузка снимается
по прямой ВС, что дает остаточное напряжение ОС. Использова-
ние упругой деформации во время нагружения для получения
точки В и ее полное исчезновение при разгрузке до точки С пред-
полагают, что деформации в пластической зоне определяются
окружающим упругим материалом, и это предположение более
или менее реально, если пластическая зона достаточно локали-
зована.
Если рассмотреть более высокие расчетные нагрузки, то точка А
будет перемещаться вдоль линии OD до тех пор, пока не достиг-
нет точки D. При снятии нагрузки остаточное напряжение равно
а полное 20^ будет максимальным, вычисленным упругим
напряжением, при котором может наблюдаться последующее
упругое циклическое деформирование (вдоль линии EF). Нагрузка
в точке X называется первой нагрузкой текучести (так как рас-
сматривается точка Р), а ордината точки D в 2 раза больше этой
величины. На рис. 1.7 также показано расчетное напряжение ad =
= 21з°у<ь таким образом, для упругоциклического действия
имеем следующие условия:
1) максимальная нагрузка упругоциклического действия
(точка D) в 2 раза больше первой нагрузки текучести (точка X)
и действительна для упругих напряжений, не превышающих
2а yd или Зо^;
2) обычно предполагается, что эта нагрузка (напряжение)
не зависит от формы узла, типа нагружения, а зависит только
от напряжений в пределах упругости.
Если нет специального анализа упругоциклического действия
для узла или нагрузки, то такая упрощенная оценка упруго-
циклического действия часто составляет все, что может сделать
конструктор. Следует помнить, что на предельные нагрузки не
влияют остаточные напряжения; так, например, предельная
нагрузка является одной и для линии ОХЕ (рис. 1.7, б) при ее
первом приложении, и для FE при последующих нагружениях.
Рассматривая деформации, имеющие значение для достижения
условий упругоциклического действия, можно сказать, что прак-
тически они больше, чем удвоенная деформация при текучести,
которая определяется точкой Е, однако ниже будет показано, что
Даже теорема об упругоциклическом действии не определяет
этих деформаций. Современные экспериментальные работы под-
тверждают это, и есть указания, что может потребоваться дефор-
мация, равная нескольким процентам, прежде чем будут достиг-
нУты условия общей текучести.
При расчетах в зонах общей концентрации напряжений должны
~Ыть выполнены условия упругоциклического действия. Необ-
ХоДИмо, чтобы упругое изменение циклических деформаций воз-
29
Рис. 1.8. Схема образования
стабильности локальной области:
а — зоны общей и локальной кон-
центрации напряжений; б — а —
е-диаграмма для точек Р и Рх\ 1 —
локальная область упругопласти-
ческого действия; 2 — упругая об-
ласть при установившемся упруго-
циклическом действии; 3 —область
общей концентрации напряжений;
4 — изменение напряжений в точ-
ке Р; 5 — изменение напряжений
в области локальной концентрации
(точка Pi)
никало также и в локальных областях (см. § 1.4.1). Однако
полезно проанализировать диаграммы для локальных областей
(подобные рис. 1.7, б), для того чтобы показать их аналогию
с областями общей концентрации. На рис. 1.8, а показан случай
упругоциклического действия (точка Р), а на рис. 1,8, б — упруго-
пластического деформирования в локальной области (точка Pj).
Линия EF (см. рис. 1.7,6) — это линия упругой нагрузки—
разгрузки; она определяет стабильность упругопластического
контура EHIF.
Итак, усталость можно проанализировать на основании цикла
локальных деформаций и использования опытных результатов
по усталости материала, полученных при испытаниях с постоян-
ной амплитудой деформаций (жесткий режим).
Основными условиями, гарантирующими упругоциклическое
действие в зонах общей концентрации напряжений, будут:
1. Учет условий работы, которые включают циклические
нагрузки.
2. Расширение использования анализа условных напряжений
в пределах упругости и предположения, что этот анализ спра-
ведлив вплоть до напряжений 2oyrf (или удвоенной нагрузки те-
кучести).
3. Допущения, что стабильные циклы напряжение—деформа-
ция наблюдаются как для общих, так и для локальных областей
концентрации, поэтому результаты исследования усталости при
жестком режиме нагружения можно использовать для оценки
прочности локальных областей концентрации напряжений.
1.4.4. Аналитические расчеты нагрузки упругоциклического
действия. Упрощенная оценка нагрузки упругоциклического
действия, которая рассматривалась до этого, использует тот факт,
что для обеспечения упругоциклического действия приложенная
к узлу нагрузка не должна превышать удвоенной первой нагрузки
текучести. Цель анализа нагрузки упругоциклического дей-
ствия — получение правильного соотношения действующей на-
грузки с первой нагрузкой текучести для данной специфической
формы узла и условий нагружения [49].
Теорема об упругоциклическом действии, используемая при
анализе напряжений, утверждает, что если существует какое-либо
распределение самоуравновешивающихся (остаточных) напря-
30
жений, которые в сумме с упругими напряжениями от внешней
нагрУзки (предполагая идеально упругое поведение материала)
составляют системы напряжений в границах предела текучести,
т0 рассматриваемая конструкция будет подвергаться упруго-
циклическому действию.
Итак, теорема касается только уровня напряжений, а не ве-
личины деформаций, создаваемой перед тем, как возникает упруго-
циклическое действие. Нагрузка упругоциклического действия,
найденная расчетом, часто бывает меньше, чем удвоенная первая
нагрузка текучести. Коэффициент два — это действительная ве-
личина, если отношение главных напряжений остается постоянным
во время деформации; эту зависимость от главных напряжений
можно проиллюстрировать, используя эллипс Мизеса для двух-
осного напряженного состояния (рис. 1.9).
Эллипс текучести показан для главных напряжений ох и ст2,
отнесенных к пределу текучести ау, и так же, как на рис. 1.7,
мы рассматриваем точку в зоне концентрации напряжений, ко-
торая определяет первую нагрузку текучести. При первом нагру-
жении напряжение изменяется упруго по прямой линии 1—2,
так что в точке 2 достигается первая' нагрузка текучести. Более
высокие нагрузки вызывают пластическую деформацию; сначала
мы рассматривали случай, когда текучесть не изменяет соотноше-
ние между ох и ст2. Следовательно, пока с увеличением нагрузки
наблюдается пластическая деформация, главные напряжения
всегда определяются координатами точки 2. Если нагрузка будет
сниматься вдоль линии 2—1 и ее продолжения, то нагрузка
упругоциклического действия определяется, когда при снятии
нагрузки линия дойдет до точки 3. Так как длина отрезка 2—3
в 2 раза больше, чем длина отрезка 1—2, то нагрузка упруго-
циклического действия и в этом случае равна удвоенной первой
нагрузке текучести.
Если текучесть изменяет соотношение между ох и о2 (напри-
мер, по линии 2—4), то нагрузка упругоциклического действия
определяется длиной отрезка 4—5,
поэтому коэффициент для первой
нагрузки текучести окажется мень-
ше двух. Для термических нагру-
зок коэффициент, равный 2, всегда
является правильным; для других
вадов нагрузок он находится в пре-
делах 1—2 в зависимости от раз-
меров узла и вида нагружения,
заметим, что для мембранной части
сосуда, где остаточные напряжения
не могут возникнуть, коэффициент
Рве* 1.9. Расчетные нагрузки^при упру-
гоциклическом действии
которая меньше отрезка 2—3,
31
равен единице и нагрузки, превышающей первую нагрузку
. текучести, вообще не может быть. С точки зрения теоремы об
упругоциклическом действии точки 3 и 5 определяют самоуравно-
вешивающиеся системы остаточных напряжений, так как внешняя
нагрузка равна нулю, а расстояния 3—2 и 5—4 являются упру-
гими напряжениями.
Мы рассмотрели расчет циклических нагрузок, основанный
на теореме об упругоциклическом действии, которая не полностью
учитывает остаточные напряжения. При расчете предполагается,
что система остаточных напряжений не превосходит упругие
напряжения, и при условии справедливости теоремы можно
определить нагрузку упругоциклического действия. Однако она
не может быть истинной максимальной величиной, так как фак-
тически решениями являются нижние границы истинной нагрузки
упругоциклического действия и включают расчет только в упру-
гой области. Большинство опубликованных решений по упруго-
циклическому действию в сосудах являются решениями этого
типа и представляют интерес для конструктора, но при этом сле-
дует оценить точные пределы нижней границы.
Для получения более точной нагрузки упругоциклического
действия необходим упругопластический анализ напряженно-де-
формированного состояния, но, даже используя вычислительную
- машину, это не всегда можно сделать. Кроме нахождения правиль-
ного значения нагрузки, такой анализ будет давать также и де-
формации во время текучести, которые, как мы видели, не опре-
деляются, когда нагрузки упругоциклического действия основаны
только на анализе упругости. Крисп [50] дал упругопластиче-
ский анализ для торосферических днищ, определяя нагрузки
упругоциклического действия для нагружения внутренним давле-
нием с использованием программы для вычислительной ма-
шины.
Коэффициенты упругоциклического действия для патрубков
под внутренним давлением, а также для осевого нагружения и на-
гружения моментом получены Лекки и Пенни [30, 51 ]. Все эти
решения определяют нижнюю границу нагрузки упругоцикличе-
ского действия. Расчет сосуда часто требует рассмотрения не
только нагружения давлением, но для определения коэффициентов,
зависящих от нагрузки, нужно знать упругоциклическое действие
под влиянием сложного нагружения; Лекки и Пенни [51 ] пред-
лагают следующий критерий:
________реальная нагрузка______< ।
нагрузка упругоциклического действия
Суммирование проводится по всем нагрузкам с учетом соот-
ветствующих индивидуальных нагрузок упругоциклического дей-
ствия.
. Сравним упрощенный и аналитический критерии упругоцикли-
ческого действия на примере патрубка, заделанного в сферу и
32
Рис. 1Л0» Схема узла к расчету условия уп-
” ’ ругоциклического действия
подвергаемого действию давления,
осевой нагрузки и момента (рис. 1.10).
Давление упругоциклического
действия равно [51 ] p2Ttsyd/R. Осе-
вая нагрузка упругоциклического _
действия (распределенная по окружности) равна j/To^/?/?)1/2.
Момент упругоциклического действия равен [51] mT<Jydl(RIT)'1'1.
Сначала сравнивались нагрузки, действующие раздельно, и
так как вычисления имеют одинаковый ход, то можно рассчитать
только давление упругоциклического действия.
Упрощенный критерий [26] omax/(pR/2T) = 2,8, таким об-
разом, оиах = 21,Ор, отсюда условие упругоциклического действия
• 21,Op = 2<Jyd и давление упругоциклического действия равно
.0,0950^.
Аналитический критерий [51 ] р = 0,63, и, таким образом,
давление упругоциклического действия равно 0,0840^ (из вы-
ражения, приведенного выше).
Итак, получаем табл. 1.4.
Тогда упругоциклическое действие находится под влиянием
сложного нагружения р, Q, М.
Упрощенный критерий. Если суммировать максимальные
напряжения от указанных силовых факторов, то упругоцикли-
ческое действие имеет место, если
21р + 1,64Q + 1,35М = 2<jyd. (1.3)
Аналитический критерий. Используя правило суммирования,
имеем
р । Q । М __________________ 1
0,084(7^ ' 1,030а^ 1,24о^ ’
т. е. 23,8р + 1.94Q +. 1,62М = '2oyd. (1.4)
Сравнивая уравнения (1.3) и (1.4) для рассматриваемых раз-
меров узла, видим, что упрощенный критерий переоценивает
Таблица 1.4
Нагрузка Критерий
упрощенный аналитический
‘ Давление 0,095(1^ 0,084<y„d
Осевая нагрузка .Момент l,22oyd 1,4^ 1,03(Уп^ 1,24а^
. . 3 р. Никольс 33
Рис. 1.11. Упругоциклическое
действие в условиях ползучести:
а — релаксация напряжений около
отверстия; б — изменение напря-
жения в условиях ползучести; 1 —
напряжение при постоянной на-
грузке; 2 — ненагруженный сосуд;
3 — линия упругопластического
действия при отсутствии ползуче-
сти
нагрузки упругоциклического действия примерно на 20%. Это
соответствует нижней границе нагрузок, причем погрешность
20% следует считать умеренной величиной.
1.4.5. Упругоциклическое действие в условиях ползучести.
На рис. 1.7, б координаты точек, например, В и Е представляют
собой напряжение—деформацию под нагрузкой; предполагается,
что положения точек не зависят от времени и изменение напряже-
ния происходит вдоль отрезков ВС или EF. В реальном сосуде
нагрузка может действовать в течение нескольких тысяч часов.
Так как при высокой температуре вследствие деформации ползу-
чести положения точек В и Е будут изменяться (на рис. 1.11, а
показано возможное смещение точки Е), то будет наблюдаться
релаксация напряжений. Схематическая кривая релаксации на-
пряжений будет иметь форму Е—Ег—Е2, напряжение некоторой
точки £2 — установившееся, и наблюдается ползучесть при
постоянном напряжении os (см. гл. 3). Напряжения и деформация
в точке Е2 (т. е. напряжение os) зависят от температуры материала,
размера узла и т. п., поэтому будем рассматривать общий случай,
т. е. влияние деформирования по линии Е—Ег на упругоцикли-
ческое действие. На рис. 1.11, б показаны три цикла нагружения:
первый имеет короткий промежуток времени перед снятием
нагрузки, так что наблюдается небольшая релаксация, в то
время как циклы два и три имеют более длительный период на-
гружения. Пластические деформации происходят при снятии
нагрузки, и циклы сдвигаются по оси деформаций из-за накоп-
ления деформации при ползучести. Этот рлсунок может также
служить иллюстрацией циклического деформирования в усло-
виях ползучести, так как сейчас исследуется одновременное дей-
ствие ползучести и усталости. Это является одним из аспектов,
где научно-исследовательская работа, без сомнения, оправдана, так
как направлена на применение более высоких рабочих температур.
1.4.6. Анализ термического переходного процесса. Влияние
термических переходных процессов оценивается на основе цикли-
ческих напряжений, которые они создают; вычисления можно
выполнить в четыре этапа.
1. Установить температурно-временную предысторию для каж-
дой зоны сосуда, определить граничные температуры (например,
34
окружающего воздуха), проанализировать взаимосвязанные из-
менения нагрузки (давления) и температуры.
2. Вычислить температурное поле сосуда в виде пространствен-
ных распределений температуры в определенные моменты времени.
3. Вычислить напряжения, возникающие под действием этих
температурных распределений, вместе с напряжениями, которые
связаны с циклическими изменениями давления и механической
нагрузки.
4. Оценить напряжения с точки зрения усталостной прочности
и условий упругоциклического действия.
При рассмотрении циклического нагружения важно различать
периоды стационарной работы и переходные режимы циклического
изменения напряжения. Рабочий цикл связан с каким-либо
производственным процессом и характеризуется установлением
постоянных параметров, отклонением от них (температуры,
давления и предыстории механического нагружения), с после-
дующим восстановлением начальных условий. Рабочий цикл
может создать одно и более циклических изменений напряжений,
в каждом из которых напряженное состояние в сосуде восстанав-
ливается до начальных условий, которые в свою очередь изме-
няются со временем в соответствии с изменением параметров тех-
нологического процесса. Рассмотрим, например, рабочий цикл,
начинающийся при постоянной температуре без термических
напряжений, в течение которого давление и механические, на-
грузки также постоянные. Если переход к новым изотермическим
условиям в течение переходного процесса происходит постепенно,
то в сосуде не будут возникать термические напряжения. В этом
случае для одного рабочего цикла будут наблюдаться два цикла
напряжений: один между начальными и промежуточными состоя-
ниями, а другой между промежуточными и вновь установленными
начальными состояниями.
При использовании указанного выше метода обычно необхо-
димо заранее определить критические точки, которые, вероятно,
должны определять ус- .
талостную прочность со- !
суда. Распределение
температуры можно най-
ти при большом числе j 2
временных интервалов |
и для каждого из них I
вычислить распределе-
ние напряжений для
Рис. 1.12. Схема термического
переходного процесса в узле
соеДинения сосуда с опорой
3*
Рис. 1.13. Типичные зависимости температура Т —время t
” цля переходных процессов:
а — полуцикл охлаждения; б — полуцикл нагрева;
1 — жидкость
большого количества точек конструкции, но при этом создается
большой объем данных, с которыми трудно справиться. Следова-
тельно, часто необходимо прибегать к упрощениям, что можно
проиллюстрировать, рассматривая соединение цилиндрической
опоры с сосудом, показанное на рис. 1.12, а, и типичный график
изменения во времени t температуры Т рабочей жидкости. Если
интервал времени между точками и /2 достаточно продолжи-
телен, то установившееся распределение температуры можно
определить применительно к температуре жидкости Т2. Проблему
распределения температуры в соединении можно затем решить
для двух случаев, потому что распределение напряжения для
промежуточного устойчивого состояния отличается от распре-
деления при температуре жидкости 7\.
Одной из зон сосуда, которая должна быть исследована с точки
зрения температурных напряжений, является соединение опора-
сосуд, особенно точки Зг и Se. Для того чтобы выбрать моменты
времени, когда должны вычисляться напряжения, термические
напряжения, вероятно, должны определяться:
1. Градиентом по оси опоры, пропорциональным ТА—Тв.
36
2. Градиентом по оси стенки сосуда, пропорциональным
TD—Тс-
3. Разностью температур в поперечном сечении сосуда, про-
порциональной ТА—ТЕ.
На основании экспериментальных исследований можно по-
строить график температур в зависимости от времени для раз-
личных точек соединения (рис. 1.13).
Напряжения следует анализировать в моменты времени,
которые соответствуют экстремальным значениям указанных раз-
ностей температур. Следует помнить, что рассматриваемая область
сосуда определяет его усталостную прочность, поэтому это важно
для вычисления как минимальных, так и максимальных напря-
жений (в алгебраическом смысле). Можно установить, что темпе-
ратурные градиенты и, следовательно, термические напряжения
возникают из-за того, что различные точки конструкции реаги-
руют на изменение температуры жидкости через различные про-
межутки времени. Интересно, что для градиента по оси опоры
(ТА— Тв) экстремальные значения соответствуют начальному
и промежуточному (установившемуся) состояниям. Итак, если
температура жидкости изменяется достаточно медленно, то это
будет верно для всех температурных разностей и не нужно все-
сторонне анализировать распределение температур и напряжений,
ограничиваясь моментами времени, когда разности температур
экстремальные.
Таким образом, термические переходные процессы можно
разделить на два класса: быстрые, требующие полного анализа,
и медленные, требующие сокращенного анализа. В приведенном
выше примере давление было выбрано постоянным. Если давление
изменяется, то напряжения (от давления) пропорциональны
давлению в любой момент времени.
1.5. Оценка вычисленных напряжений
Суммируя основные положения, установленные на этой стадии,
можно сказать, что мы рассмотрели область применения и огра-
ничения расчета стандартом и общие принципы для тех случаев,
которыми стандарты должны быть дополнены. Однако необхо-
димы некоторые обобщения этих концепций, поскольку каждая
является перспективной, и на этой основе можно разработать
Рациональный метод оценки вычисленных напряжений. Это,
вероятно, наиболее трудная часть расчета сосуда, так как в пос-
лание несколько лет заметно быстрое расширение возможностей
анализировать условия упругости — пластичности—ползучести,
во разработка рациональных основ для оценки результатов этих
вычислений далека от завершения. Если не существует «баланса»
Между анализом напряжений и их оценкой с точки зрения проч-
Вости материала, то нельзя полностью использовать современные
Теоретические и экспериментальные работы в области напряженно-
Деформированного состояния сосудов и их узлов.
37
Последние стандарты (например, BS1515 и ASME VIII, раз-
дел 2) часто дают недостаточно обоснованный критерий для оценки
допускаемых уровней напряжений, и хотя имеется определенная
тенденция разработать теоретическую базу этого критерия, однако
в большинстве случаев задаются требования для конкретных
.узлов или условий нагружения. Однако если задана теоретиче-
ская база критерия, то конструктор, как правило, может выпол-
нять расчеты в пределах стандарта, даже если ему неизвестны
точные размеры или условия нагружения, и, таким образом,
рамки стандарта можно расширить. Следует подчеркнуть, что как
размеры сосуда, так и нагружение одинаково важны для опре-
деления приемлемых пределов напряжений, поэтому необходимо
обоснованное мнение конструктора относительно применения
какого-либо основного критерия оценки допустимых нагрузок.
Если взять случай, где напряжения вычислены на основе тео-
рии упругости, даже когда они вызывают пластическую дефор-
мацию, и некоторые узлы или нагружения не рассматриваются
стандартом, то основа для оценки задается из рассмотрения соот-
ветствующих видов разрушения.
1.5.1. Виды разрушения. Возможными видами разрушения
сосудов могут быть: чрезмерная кратковременная деформация;
одностороннее циклическое накопление деформации (квазиста-
тическое разрушение); усталость при значительной амплитуде
деформации; чрезмерная деформация при ползучести; разрушение
при ползучести; быстрое разрушение.
Этот перечень не исчерпывающий, в данном случае рассматри-
ваются наиболее типичные виды разрушения.
Следует, конечно, определить, что подразумевается под терми-
нами «чрезмерная» и «разрушение», т. е. необходимо разъяснить
их физический смысл.
Для реального сосуда надо решить, какие виды разрушения
относят к данному сосуду. Часто температура достаточно низка,
чтобы вызвать ползучесть, а некоторые сосуды не подвергаются
значительной усталости, так что установить вид разрушения
можно экспериментом. Приняв решение о видах разрушения,
относящихся к данному сосуду, оценивают с этих позиций каждый
узел поочередно. Даже этот подход не является совершенно
, корректным, так как некоторые виды ’разрушения могут взаи-
модействовать, например ползучесть и усталость, поэтому его,
возможно, нужно дополнительно исследовать. В настоящее время
нельзя комбинировать отдельные виды разрушения, так как не-
которые сосуды могут иметь все виды разрушения, поэтому рас-
смотрим каждый вид разрушения.
Чрезмерная кратковременная деформация. Исключим дефор-
мации при ползучести и рассмотрим только кратковременные
упругие и пластические деформации. Термин «чрезмерная» может
означать возможность материала разрушаться или деформи-
роваться до предела, нарушающего нормальную работу сосуда.
38
Поимером такой деформации могут служить взаимные смещения
механически обработанных поверхностей, изгиб фланцев, вызы-
вающий утечку, и т. п. Обычно смещения известны, так что ис-
пользование термина «чрезмерный» для этих случаев теряет
смысл, поэтому нет необходимости в дальнейшем использовать
его так как разрушение материала не рассматривается.
Термин «чрезмерный» применительно к разрушению материала
связан с нагружением, таким, как давление, и возможностью
достижения предельной нагрузки и образования зон локальной
пластической деформации, где текучесть происходит в опреде-
ленных точках по всей толщине узла. Если расчет ведется по
предельному состоянию, то он должен использоваться для опре-
деления расчетной нагрузки, которая выбирается из расчета 2/3
от предельной. Это должно дать консервативную основу расчета
и соответствовать давлению, применяемому в настоящее время
при испытании. Если нет расчета по предельным напряжениям, то
можно использовать расчет по категориям напряжений. Таким
образом, этот вид разрушения берется для оценки концепции
предельных нагрузок.
Возрастающая циклическая деформация. Рассмотрим области
нарушений геометрической непрерывности, в которых при повтор-
ном приложении нагрузки односторонне накапливаются дефор-
мации по типу квазистатического разрушения. Для этого вида
разрушения также используется термин «разрушение» при воз-
растающей скорости деформации, и' для сложной формы узлов
сосуда трудно установить величину накопленных деформаций
к моменту разрушения, если допускалось, что деформации были
приняты в качестве основы для расчета. Таким образом, проводим
расчеты без учета этого вида разрушения и гарантируем, что
циклы нагружения стабильны в этих областях. Связь с упруго-
циклическим действием является весьма очевидной, и изменение
напряжений в упругой области, такое, как на рис. 1.7, предохра-
няет сосуд от этого вида разрушения. На рис. 1.11,6 показан
переходный процесс, когда в результате ползучести при длитель-
ных периодах нагружения и высокой температуре видоизменяется
концепция упругоциклического действия. Однако рис. 1.11,6
служит только иллюстрацией и не должен рассматриваться
в качестве примера чрезмерного накопления деформации ползу-
чести. Многие высокотемпературные сосуды подвергаются цикли-
ческому нагружению в области ползучести, и использование
Упругоциклического действия в качестве защиты от этого вида
Разрушения оправдано, хотя при высоких температурах все
еЩе может наблюдаться некоторое накопление деформации.
Усталость при высокой амплитуде деформации. Для этого
«Да разрушения оцениваются локальные концентраторы напря-
жений' (в гл. 2 дается полное описание расчета на усталость).
ДНако расчет зависит от стабильности циклов упругопластиче-
к°и деформации, так что еще раз явно проявляется влияние
39
упругоциклического действия, как это показано на рис. 1.8, б.
Исследуем усталость легированных сталей при высокой дефор-
мации.
В основном усталостные свойства при высокой циклической,
деформации этих сталей не отличаются значительно от свойств
наиболее часто используемых углеродистых сталей, но область
упругих напряжений в условиях упругоциклического действия,
конечно, больше.
Рассмотрим типичные свойства углеродистой стали oyd =
= 18,5 кгс/мм2 и легированной oyd = 28 кгс/мм2.
В условиях упругоциклического действия максимальная ампли-
туда напряжения равна ~2oyd, таким образом, локальное знако-
переменное напряжение оа равно локальному SCF, умноженному
на oyd. N—допустимое расчетное число циклов, взятое на осно-
вании стандарта ASME VIII, раздел 2, где одна и та же кривая
усталости соответствует обоим материалам (табл. 1.5).
Это сравнение показывает, что для сосуда из легированной
стали усталость может ограничить максимальную амплитуду
напряжения до значений менее 2ayd, так что изменение напря-
жений наблюдается вдоль линии, например, ВС (см. рис. 1.7, б)
и мы не используем полностью нагрузку упругоциклического
действия, в результате получаются завышенные значения N.
Кроме того, если разрушение контролируется усталостью, то
локальные коэффициенты концентрации напряжений должны
быть для высокопрочных сталей как можно более низкими.
Чрезмерная деформация при ползучести. Деформацию при
ползучести не легко определить аналитически, так как (см. гл. 3)
ползучесть узла, например фланца, может быть сложной. Однако
этот вид ползучести в большинстве случаев несуществен для
обычных сосудов (за исключением резьбовых соединений крышки
с фланцем).
Полная деформация сосуда (а не отдельных узлов) при ползу-
чести является ценной информацией, так как связана с расчетным
пределом ползучести (1% ползучести за 105 ч). В течение многих
лет этот критерий служил основой для определения ad при вы-
Таблица 1.5
Локальный SCF Углеродистая сталь Легированная сталь
% N ° а
1,0 12 30 000 18 8000
1,25 15 14 000 22,5 4300
1,5 18 8 000 27 2500
1,75 21 5 000 31,5 1500
2,0 24 3 500 36 1200
40
Рис 1.14. Разрушение при ползучести
F допускаемые напряжения по стан-
яаотУ- Точки А к В соответствуют на-
чальному моменту времени, т. е. дают
напряжение и деформацию в зонах
около отверстия и мембранной части
сосуда
соких температурах, однако
в британских стандартах в на-
стоящее время имеется тенден-
ция использовать для этого пре-
дел длительной прочности. Если
od основано на 1 % ползучести,
то это не означает, что в мембранных частях сосуда это будет такая
же деформация при ползучести в конце срока его службы. Испы-
тания для определения одноосной ползучести проводятся для
нахождения ad, и если в качестве примера рассматривается
сферический сосуд под давлением с главными напряжениями ad,
то деформации ползучести в сосуде равны половине значений,
полученных при одноосном испытании. Ползучесть некоторых
гладких оболочек анализируется Финни и Хеллером [52].
Разрушение при ползучести. Для высокотемпературных со-
судов этот вид разрушения является основным, и следует рас-
сматривать возможность возникновения таких деформаций при
ползучести, которые разрушают сосуд (см. гл. 3 и [52]).
Рассмотрим разрушение при ползучести с точки зрения стан-
дартов, видоизменив рис. 1.11, а. Для области ползучести
в табл. 1.1 показано, что ad = <тг/1,6, а аг будет разрушающим
напряжением за 10® ч. На рис. 1.14 точки А и В представляют
напряжения в зоне концентрации и в мембранных' частях сосуда
соответственно в начальный момент повышения давления (время
t = 0). При увеличении времени в точке А наблюдается релак-
сация напряжений (рис. 1.11, а), и в зависимости от размеров
узла и т. п. напряжение релаксирует до различных установив-
шихся значений as. Предполагаем, что в мембранных частях напря-
жение остается постоянным, так что установившееся напряжение
равно напряжению, когда время равно нулю. Сравниваем зна-
чения as с ог и определяем ks — коэффициент концентрации напря-
жений при установившейся ползучести, как as/ad. Когда as = аг,
значения ks = 1,6 отвечают и другим кривым. Следовательно,
на основании этой диаграммы, если пренебречь разбросом данных
° ползучести, стандарты рекомендуют принимать ks не более 1,6;
при более высоких значениях разрушение может наступить менее
Чем за 10® ч. Следует ожидать, что даже значение 1,6 иногда
является чрезмерно высоким, так как мы пренебрегли поврежде-
нием от ползучести в процессе релаксации.
Рассмотрим высокотемпературные сосуды, которые работали
в течение многих лет и рассчитывались по стандартам, в которых
41
коэффициент концентрации напряжений равен, например, 3
или 4. Представляется, что фактическое значение ks будет больше,
чем 1,6. Однако предыстория разрушения при ползучести точно
неизвестна, поэтому можно предположить, что стандартный
расчет был в действительности адэкватным. По-видимому, сле-
дует считать, что разрушение в условиях сложнонапряженного
состояния более вероятно, чем предполагают результаты испыта-
ний при одноосном напряжении. Деформация в зоне нарушения
геометрической непрерывности сосуда обычно ограничивается
окружающим менее напряженным материалом, в то время как
образец для испытания на одноосный разрыв имеет минимальное
стеснение.
Если более доступным является расчет узлов сосуда на пол-
зучесть, то несомненно будет интересно знать величины ks, кото-
рые реально допустимы в длительно работающих сосудах, рас-
считанных по современным стандартам. Если такие наблюдения
проводились систематически, То это поможет при разработке
стандарта, так как исследование работающих сосудов является
оптимальным вариантом в научном исследовании узлов.
Быстрое разрушение. Быстрое разрушение является, вероятно,
наиболее трудным для количественной оценки сосудов, однако
в настоящее время многие научные исследования посвящены
этому виду разрушения (см. гл. 4).
Условия испытания и работа материала в эксплуатации оди-
наково важны, так как ожидается, что конструктор гарантирует
целостность сосуда во время первого повышения давления в нем
при испытании, в то время как это повышение может быть наибо-
лее значительным нагружением за весь срок службы сосуда в слу-
чае этого частного вида разрушения. Для этого нужно знать свой-
ства материала, в частности ударную вязкость по Шарли, так как
образцы других типов практически в расчетах используются
редко.
Конструктор имеет в распоряжении два метода оценки, основан-
ные на концепции «остановки трещины» и «критической ее длины».
Концепция остановки трещины предполагает, что существует
такая температура, выше которой нагружение на будет вызывать
быстрое разрушение. В США температуру остановки трещины
часто связывают с температурой нулевой пластичности, опреде-
ляемой при испытании методом Пеллинй (см. гл. 4) по соотно-
шению: температура остановки трещины равна температуре ну-
левой пластичности плюс 33-° С.
Температуру нулевой пластичности часто связывают с ударной
вязкостью, полученной при испытании образцов способом Шарпи
с V-образным надрезом, например, для энергии ударной
вязкости равной 2,8 или 4,1 кгс-м. Минимальная температура
для условий полного нагружения сосуда на 33° С больше темпе-
ратуры нулевой пластичности, а для расчетной оценки необхо-
димо следующее.
42
1. Установить минимальную температуру, при которой сосуд
будет нагружен давлением (Т° С); она часто будет температурой
гидравлического испытания сосуда под давлением.
2. Получить ударную вязкость по Шарли (основного металла,
наплавленного металла и т. п. при Т —33° С) и сравнить ее с тре-
буемыми значениями ударной вязкости, равной 2,8—4,1 кг/м.
3. Если вязкость чрезмерно низкая и температуру Т нельзя
увеличить, то повысить ударную вязкость материала следует
путем изменения его химического состава, термообработки или
замены. Часто конструктор должен принимать компромиссное
решение при выборе минимальной температуры и вязкости по
Шарпи, так как увеличение вязкости может повлиять на стои-
.мость изделия. Конструктор может также задать точные значения
ударной вязкости и температуры испытания в требованиях или
технических условиях изготовителям сталей. В принципе кон-
структор может легко применить критерии остановки трещин,
но часто он не располагает данными по ударной вязкости для
конкретных листов, поковок и наплавленного металла, а также
по переходным температурам. Имеются также сомнения по поводу
законности такого подхода (см. гл. 4).
Концепция критической длины трещины основана на учете
увеличения трещины, так что когда она достигает критической
длины, то распространяется с большой скоростью. Критическая
длина ограничивает стабильный рост трещины. Выше этого пре-
дела приращение длины трещины освобождает больше энергии
упругой деформации, чем поглощается у кончика трещины.
Это указывает на важность учета запаса упругой энергии, созда-
ваемой в сосуде под давлением, так как нестабильная трещина
будет продолжать распространяться, как правило, независимо
от температуры металла. Так как сейчас наблюдается тенденция
к повышению давлений в сосудах, эта «движущая энергия» может
поступать от сжатой жидкости или пара (в гл. 4 даны условия
возникновения критических длин трещины с учетом напряжен-
ного состояния в области трещины и свойств материала).
Конструктор также может оценить рост трещины, исходя из
начальной ее длины; рост может наблюдаться или из-за устало-
сти, или из-за раскрытия трещины при ползучести (см. гл. 4).
Для расчетной оценки, использующей эту концепцию, необ-
ходимо:
1- Оценить начальные длины трещин в сосуде.
2. Определить скорости роста трещины и, следовательно, ее
Длины на стадиях, представляющих интерес в течение срока
службы сосуда.
3- Сравнить длины трещин с критическими значениями;
начальные длины относятся к гидравлическим испытаниям под
Давлением, а повышенные — к условиям во время службы сосуда.
Для конструктора может быть трудным применение этого
ет°Да к данному сосуду. Основная проблема заключается в том,
43
чтобы количественно оценить максимальную начальную длину
трещин на первой стадии.
Рассмотрим сосуд, который был подвергнут различным нераз-
рушающим испытаниям, начиная с выявления поверхностных
и внутренних трещин радиографическим и ультразвуковым мето-
дами и кончая испытаниями под давлением.
При использовании радиографического и ультразвукового
методов чувствительность должна определяться максимальной
длиной возможного дефекта и конструктор должен иметь данные
по оценке начальных длин дефектов. Зная критические длины,
можно установить, был ли при изготовлении сосуда превышен
допустимый верхний предел размера дефекта. Очевидно, что
только дальнейшая практика дает возможность систематического
использования этой концепции надежным образом. *
1.5.2, Категории напряжения. Оценка видов разрушения яв-
ляется логическим процессом, определяет рамки проведения
дальнейших научных исследований и может дать направление для
поисков информации, которая еще потребуется. Все узлы и на-
грузки для конкретного сосуда должны быть равнопрочны;
если проверена надежность всех узлов сосуда, то надежность
сосуда в целом ’обеспечена.
Несмотря на то что разработан оптимальный метод оценки
вычисленных напряжений, был разработан метод, который поз-
воляет оценить все узлы и нагружения, а также попытаться оце-
нить виды разрушения, за исключением ползучести и быстрого
разрушения. В данном случае будут даны только основные кон-
цепции. Метод полностью разработан в стандарте ASME VIII,
раздел 2, и предполагается, что сосуд проанализирован и полу-
чены эквивалентные упругие напряжения ое.
Напряжения делят на категории в зависимости от их функ-
ции при установлении условий равновесия и совместности де-
формаций. Затем для каждой категории предусматривается допу-
стимый предел. При этом используются термины «первичное»
и «вторичное» напряжения.
Первичное напряжение возникает в результате внешнего на-
гружения и должно удовлетворять условиям равновесия, вторич-
Таблица'1.6
Категория напряжения Пределы для Ge
основанные на основанные на Gyd
Общее мембранное Местное мембранное Сумма общих и местных мембранных . . . Максимальное локальное 3<т</ Ограничиваю уста^ Gydl\^ ^yd 2Gyd •тся анализом пости
44
1
2
Рис. 1.15. Категории напряжений:
/ — зона общей концентрации напряже-
ний; 2 — зоны локальной концентрации
напряжений; 3—мембранная часть сосуда
ное напряжение — в результате
реакции узла и должно удовлет-
ворять условиям совместности
деформаций.
В табл. 1.6 указаны пределы
напряжений по категориям. На
рис. 1.15 показаны зоны напряже-
ний применительно к простому со-
суду. Предел, равный 1,5ord, огра-
ничивает чрезмерную текучесть,
тогда как предел, равный 3<Jj, со-
ответствует упрощенной концепции
упругоциклического действия.
Для узла, такого, как выпуклая
______I___।___йы ।____ ,
О 0,4________0,8 6t/5ya
Рис. 1.16. Диаграмма предель-
ной нагрузки:
. в
1 — условие разрушения —— =
Qyd
3 / i
= — 1--------— ; А — область
допускаемых напряжений; о* й
<г_ — соответственно растягиваю-
щее и изгибное напряжения
часть днища, где наблюдаются, первичное растягивающее и первич-
ное изгибающее напряжения, можно использовать диаграмму
предельной нагрузки (рис. 1.16). На ней показаны кривая усло-
вий разрушения для прямоугольного сечения и соответствующие
расчетные пределы.
Этот метод оценки требует, чтобы на основании анализа упру-
гости напряжения были разделены на первичную и вторичную
составляющие. Однако эти термины не используются в теории
упругости, поэтому их можно применить ко всем узлам и видам
нагружения при условии, что анализ упругости возможен. При
этом рассматриваются максимальные значения ае, хотя реальное
поведение узла определяется полным распределением напряжения
и Деформации. Даже с такими оговорками метод обеспечивает
систематическую оценку и его общность будет привлекать вни-
мание конструкторов.
1.6. Использование вычислительных машин
Этот аспект подробно рассмотрели Пеннинг и Тернер [52]
и отметили, что при использовании программ для расчетных целей
главное заключается в надежности, поэтому результат вычисле-
45
ния должен быть представлен в форме, пригодной для применения
конструктором. При пользовании программами, основанными на
геометрических формах, имеется опасность применения их за
пределами параметров, для которых они были первоначально
составлены [52, 53].
Применение вычислительных машин изменило также способ
расчета стенки, поэтому необходимо описать это изменение, так
как оно касается оптимального использования расчета. До внед-
рения вычислительной машины единственной помощью кон-
структору являлась настольная вычислительная машина. Она
выполняла расчеты относительно медленно, так что использо-
вались методы по возможности с небольшими арифметическими
действиями, т. е. нужно было составить дифференциальное урав-
нение для простой формы стенки, находящейся под действием
простого нагружения. Это трудный математический процесс,
но когда он выполнен, для получения напряжения, деформации,
смещений и т. п. нужно только подставить численные значения.
Более сложные формы можно создать соединением простых гео-
метрических форм [2].
Вычислительная машина, естественно, должна автоматизиро-
вать ручные вычисления, но имелась тенденция к ограничениям.
Программы были очень специфичными и относились к частным
формам и нагружениям. Кроме того, разработка программ огра-
ничивалась трудностями получения решения дифференциальных
уравнений для более сложных форм и нагружений. Поэтому были
разработаны современные численные методы, наиболее полезным
из которых является метод конечных элементов.
В этом случае узел сосуда рассматривается как совокупность
элементов, каждый из которых соединен со смежным рядом узло-
вых точек. Для каждого элемента предполагается упрощенное
действие при деформации под влиянием приложенных нагрузок,
определенных по смещению около узловых точек. Из этих упро-
щенных деформаций образуется матрица жесткости элемента.
Соединяя элементы по их узловым точкам, образуется матрица
жесткости узла по нагрузкам и смещениям около узловых точек.
Любую реальную приложенную нагрузку можно затем определить
снова по нагрузкам в точке. Образующаяся система совместных ура-
внений решается для нахождения смещений в каждой узловой точке,
из которых находятся деформации и, следовательно, напряжения.
Этот метод универсальный, так как если матрицы жесткости
всех элементов определены, то их автоматически можно собрать
в узел любой формы. Матрицу жесткости можно найти серией
хорошо разработанных методов, описанных Зайнквикцом [54].
Этим методом можно решить почти все проблемы анализа напря-
жений в сосудах, включая анализ упругости-пластичности и
проблемы больших прогибов.
Хотя большинство разработок за последние несколько лет
было сконцентрировано на методе конечных элементов, можно
46
предвидеть возврат в некоторой степени к более старым методам,
которые, в частности, полезны в той части программы расчета,
где оптимизация требует повторных вычислений при небольших
изменениях формы. В этом случае специализированный характер
программы не решает проблему, так как программа используется
только для одного узла (с точно заданной формой).
1.7. Дальнейшее развитие
Можно отметить следующие тенденции в развитии конструи-
рования, расчета и технологии изготовления сосудов.
Расчет. Более высокие расчетные напряжения; анализ упруго-
циклического действия и расчет по предельным напряжениям;
увеличение числа применяемых научно-исследовательских работ.
Изготовление. Возможность изготовления толстостенных сосу-
дов из закаленных и отпущенных сталей; более широкое исполь-
зование электрошлаковой сварки.
Материалы. Разработка высокопрочных сталей; более широкое
использование результатов по длительной прочности и ползучести;
усовершенствование процессов изготовления стали.
Контроль. Увеличение объема ультразвукового контроля.
Без сомнения, много усилий будет направлено на рационализа-
цию расчета в области ползучести, чтобы дополнить анализ упру-
гости. В гл. 3 освещены современное состояние анализа ползу-
чести, а также требования к кратковременным испытаниям на
ползучесть. Оптимальный расчет должен соответствовать уровню
развития промышленности, и затем должна быть установлена
рациональная форма использования результатов исследования
. ползучести.
' Вслед за расчетом его необходимо оценить, поскольку крите-
рии длительной прочности, несомненно, нужно совершенствовать.
В качестве отправной точки можно считать разрушающие испы-
тания под действием одноосной нагрузки, которая моделирует
ползучесть при переходном процессе (кривая ЕЕ2 на рис. 1.11, а),
следующем за периодом постоянного напряжения. Такие испы-
тания должны быть шагом вперед в оценке ползучести при пере-
_ ходном процессе в областях нарушения геометрической непре-
~ рывности на основе длительной прочности и могут выявить влия-
ние переходной ползучести при разрушении. Затем нужно
сравнить расчеты с испытаниями под действием постоянной на-
грузки, относящимися к мембранным частям сосуда.
Если в лабораторных условиях при испытании данного узла
имитировать расчетные условия, то потребуется чрезмерная
затрата времени. Некоторое подтверждение расчета и критерия
Длительной прочности можно получить на основании ускоренных
испытаний при условии, что узел будет испытываться в более
тяжелых условиях, чем расчетные. Таким образом, «расчетные
Условия» будут определяться из условий испытания с помощью
47
непосредственной корреляции. Часто лабораторные испытания
проводятся при удобных параметрах, а иногда с неточной анало-
гией, предусмотренной требованиями стандарта и методами рас-
чета, поэтому необходимо установить соответствующие соотно-
шения. Вероятно, такой же подход можно использовать для лю-
бого узла.
В этой главе были рассмотрены методы определения напряже-
ний и деформаций, однако маловероятно, что полученные по ним
значения параметров будут соответствовать значениям в сосуде
в рабочих условиях, даже если аналитические методы были точ-
ными. В лучшем случае конструктор может оценить изменение
напряжения от внешней нагрузки, тогда как ему обычно неиз-
вестны остаточные напряжения в сосуде после его изготовления.
Остаточные напряжения после сварки частично сохраняются и
после отпуска, поэтому методом расчета должна быть предусмо-
трена возможность управления изменением напряжения под
действием рабочего нагружения до значений, используемых в на-
стоящее время, чтобы действительные суммарные напряжения
были приемлемы в эксплуатации. Сказанное выше особенно важно
для современных толстостенных сосудов, в которых имеются узлы
с существенным стеснением деформации материала.
Несмотря на то что применение сталей с высоким сопротивле-
нием ползучести может расширить рабочие параметры сосуда,
эти же свойства могут быть помехой при снятии напряжений.
Оценка соответствия используемых в настоящее время циклов
время — температура применяется для того, чтобы устранить
ситуацию, где общие напряжения приближаются к неприемлемому
уровню.
Очевидно, следует учитывать способность материала сосудов
выдерживать перегрузки, однако эта способность является функ-
цией геометрии, природы нагружения, распределения многоос-
ных систем напряжения и т. п., так что, вероятно, универсального
критерия нет. Хотя эта проблема сложна, она имеет особую важ-
ность, поэтому последующие годы разрыв между расчетом и оцен-
кой не должен быть слишком большим.
Рассмотрим, как комитеты стандартов руководят разработкой
требований. Наблюдается тенденция создания менее догматиче-
ских правил расчета, даются ссылки на литературные источники,
а также критика стандартов, если они отстают от современных
концепций расчета. Если стандарты допускают определенную
степень свободы при расчете, то их можно считать соответствую-
щими современному уровню.
Основным аспектом этого раздела являлось усовершенствование
расчета с использованием результатов научно-исследовательских
работ, подразумевая большую ответственность и инициативу
конструктора, Однако можно легко доказать, что некоторые
отрасли производства обычных сосудов не требуют такого усо-
вершенствования. Многие сосуды, работающие в несложных ра-
48
бочих условиях, рассчитываются совершенно адэкватно с ис-
пользованием обычных стандартных формул.
Оказывается нужны два типа стандартов, предусматриваю-
щие основные и всесторонние требования, чтобы заказчик и из-
готовитель имели выбор. Этот подход позволит изготовителю
использовать тот^стандарт, по которому будет создан экономич-
ный сосуд и можно сделать выбор между уменьшением стоимости
и усложнением расчета, необходимым для удовлетворения специ-
фических требований. Изготовитель может также выбрать спе-
циальный стандарт даже в том случае, если для сосуда, работаю-
щего в несуровых условиях, применение основного стандарта
является адэкватным.
Основной стандарт применяется для сосудов с несложным
режимом работы (вне области ползучести, когда нет быстрых
изменений температуры и малоцикловых нагрузрк). Минималь-
ные усилия по расчету основываются главным образом на стан-
-дартных формулах. Допускается относительно низкое расчетное
напряжение для нагрузок и узлов, которые подробно не анализи-
руются.
•• Специфический стандарт применяется для сосудов с тяжелым
режимом работы и требует анализа всех видов разрушения.
Даются литературные ссылки и информация по ограничению
в'условиях эксплуатации.
Примером такого вида стандартов является стандарт ASME VIII,
раздел 1 и стандарт BS 1500.
ЛИТЕРАТУРА
1. Harvey, J. F. (1963).’Pressure Vessel Design’. Van Nostrand, New York.
2. Bickell, M-TJ. and Ruiz, C. (1967). ’Pressure Vessel Design and Analysis’.
•Macmillan, London.
3. ASME Section VIII (1968). Division 1, Pressure Vessels; Division 2,
Alternative Rules lor Pressure Vessels.
- 4. BS 1515, Fusion Welded Pressure Vessels: Part 1, Carbon and Ferritic
Alloy Steels 1965 Part 2, Austenitic Stainless Steel 1968.
5. German Unfired Pressure Vessel Code (AD—Specifications 1967, English
translation).
„ 6. BS 1500, Fusion Welded Pressure Vessels: Part 1, Carbon and Low Alloy
Steel 1958.
. 7. High Temperature Properties of Steels, BISRA/ISI Conference, Eastbourne
*966,
act 8* Report on the Elevated Temperature Properties of Stainless Steels (1965).
ASTM Data Series Publications, DS5-S1.
n 9. Symposium on Heat Treated Steels for Elevated Temperature Service
(1966). American Society of Mechanical Engineers.
10. Langer, B. F. (1964). Welding Research Council Bulletin No. 95.
c H. Pressure Vessel Research Towards Better Design (1961). I. Meeh. E.
Symposium.
,.12. Waters, E. O., Westrom, D. B., Rossheim, D. B. and Williams, F. S. G.
(1937). Formulas for stresses in bolted flanged connections. Trans. ASME 59, 161.
. 13. Westrom, D. B. and Bergh, S. E. (1951). Effects of internal pressure on
«“esses and strains in bolted flange connections. Trans. ASME 73, 553.
P. Никольс 49
14. Lake, G. F. and Boyd, G. (1957). Design of bolted flanged joints of pres-
sure vessels. Proc. Inst. Meeh. Engrs 171, 843.
15. Standards of Tubular Exchanger Manufacturers Association, 4th Edition
1959, 5th Edition 1968.
16. Gardner, K. A. (1952). Heat exchanger tube sheet design-fixed tube
sheets. Trans. ASME 74, 159.
17. Miller, K. A. G. (1952). The design of tube plates in heat exchangers.
Pros. Inst. Meeh. Engrs IB, 215.
18. Boon, G. B. and Walsh, R. A. (1964). Fixed tube sheet heat exchangers.
J. Appl. Meeh. 31, Series E, June 1964.
19. O’Donnell, W. J. and Langer, B. F. (1962). Design of perforated plates.
J. Eng. Ind. 84, Series B, August 1962.
20. Kraus, H., Bilodeau, G. G. and Langer, B. F. (1961), Stresses in thin
walled pressure vessels with ellipsoidal heads. J. Eng. Ind. 83, Series B, February
1961.
21. Fessler, H. and Stanley, P. (1965). Stresses in torispherical drumheads;
a photoelastic investigation. J. Strain Analysis 1 (1), 69.
22. Fessler, H. and Stanley, P. (1966). Stresses in torispherical drumheads;
a critical evaluation. J. Strain Analysis 1 (2), 89.
23. Findlay, G. E., Moffat, D. G. and-Stanley, P. (1968). Elastic stresses
in torispherical drumheads; experimental verification. J. Strain Analysis 3 (3),
214.
24. Dvorak, J. J. and McGrath, R. A. (1961). Biaxial Stress Criteria for
Large Low Pressure Tanks. Welding. Research Council Bulletin No. 69.
25. Shield, R. T. and Drucker, D. C. (1961). Design of thin walled torisphe-
rical pressure vessel heads. J. Appl. Meeh. 28 (2), 292.
26. Leckie, F. A. and Penny, R. K. (1963). Stress Concentration Factors for
the Stresses at Nozzle Intersection in Pressure Vessels. Welding Research Council
Bulletin No. 90.
27. Cottam, W. J. and Gill, S. S. (1966). Experimental investigation of the
behaviour beyond the elastic limit of flush nozzles in cylindrical pressure vessels.
J. Meeh. Eng. Sci. 8 (3), 330.
28. Dinno, K. S. and Gill, S. S. (1965). The limit analysis of a pressure
vessel consisting of the junction of a cylindrical and spherical shell. Intern. J.
Meeh. Sci. 7, 21.
29. Cloud, R. L. and Rodabaugh, E. C. (1966). Phase Report No. 1 on Pro-
posed Reinforcement Design Procedure for Radial Nozzles in Spherical Shells with
Internal Pressure. US Atomic Energy Commission Report.
30. Leckie, F. A. and Payne, D. J. (1965—66). Some observations on the design
of spherical pressure vessels with flush cylindrical nozzles. Proc. Inst. Meeh. Engrs
180, Part 1, No. 20.
31. Marcel, P. V. and Turner, С. E. (1967). Elastic-plastic behaviour of flush
nozzles in spherical pressure vessels. J. Meeh. Eng. Sci. 9 (3), 182.
32. Turner, C.’E. (1965). ’Introduction to Plate and Shell Theory’. Longmans,
London.
33. Weil, N. A. and Murphy, J. J. (1960). Design and analysis of welded
pressure vessel skirt support. J. Eng. Ind. Feb. 1960, 82, 1.
34. Kitching, R. and Olsen, В. E. (1967). Pressure vessel support brackets;
stresses due to dead loads. J. Strain Analysis 2 (1), 1.
35. Kitching, R. and Olsen, В. E. (1967). Pressure stresses at discrete supports
on spherical shells. J. Strain Analysis 2 (4), 298.
36. Bijlaard, P. P. (1955). Stresses from radial loads and external moments
in cylindrical pressure vessels. Weld. J. Res. Supp. 34, 608.
37. Bijlaard, P. P. (1957). Local stresses in spherical shells from radial or
moment loadings. Weld J. Res. Supp. 36, 240.
38. Leckie, F. A. and Penny, R. K> (1968). Plastic instability of a spherical
shell, in’ Engineering Plasticity’ (Heyman and Leckie, eds). Cambridge University
Press, London.
39. Zick, L. P. (1951). Stresses in large horizontal cylindrical pressure vessels
on two saddle supports. Weld. J. Res. Supp. 30, 435.
50
40. Forbes, P. D. and Tooth, A. S. (1968). An Analysis for Twin Saddle Sup-
ported Unstiffened Cylindrical Vessels. Conference on Recent Advances in Stress
Analysis, Royal Aero Soc.
41. Marcal, P. V. and Pilgrim, W. R. (1966). A stiffnes method for elastic
plastic shells of revolution. J. Strain Analysis 1 (4), 339.
F 42. Peterson, R. E. (1953). ’Stress Concentration Design Factors’. John Wiley,
New York.
43. Engineering Sciences Data Sheets. Published by I. Meeh. E.
44. Hodge, P. G. (1963). ’Limit Analusis of Rotationally Symmetric Plates
and Shells. Prentice-Hall, London.
45. Gill, S. S. (1964). The limit pressure for a flush cylindrical nozzle in
a spherical pressure vessel. Intern. J. Meeh. Sci. 6, 105.
46. Cloud, R. L. (1965). The limit pressure of radial nozzles in spherical shells.
Nuclear Structural Engineering 1, 403.
47. Allman, D. J. and Gill, S. S. (1968). The effect of change of geometry on
the limit pressure of a flush nozzle in a spherical pressure vessel, in ’Engineering
Plasticity’ (Heyman and Leckie, eds). Cambridge University Press, London.
48. Gill, S. S. and Leckie, F. A. (1968). The effect of geometry change on the
application of limit analysis to the design of pressure vessel nozzles. Intern. J.
Meeh. Sci. 10, 989.
49. Findlay, G. E. and Spence. J. (1968). Applying the shakedown concept
to pressure vessel design. The Engineer 12th July 1968.
50. Crisp, R. J. (1969). Calculations of post yield stresses and shakedown
loads from strain gauge readings. J. Brit. Nuclear Energy Soc. 8(2), 116.
51. Leckie, F. A. and Penny, R. K- (1967). Shakedown loads for radial nozzles
in spherical pressure vessels. Intern. J. Solids and Structures 3 (5), 743.
52. Finnie, I. and Heller, W. R. (1959). ’Creep of Engineering Materials’.
McGraW-Hill, New York.
53. Penning, R. L. and Turner, С. E. (1968). Exploiting Computer Programs
for'Design Data. Conference on Recent Advances in Stress Analysis, Royal Aero.
Soc.
54. Zienkiewicz, О. C. (1967). ’The Finite Element Method in Structural and
Continuum Mechanics.’ McGraw-Hill, New York.
4*
Г лава 2
РАСЧЕТ СОСУДОВ НА УСТАЛОСТЬ
2.1. Природа явления усталости
Усталость — это разрушение материала под действием повто-
ряющейся нагрузки. Циклические напряжения вызывают в кри-
сталлитах металла появление линий скольжения, которые затем
развиваются в небольшие трещины. Трещины растут, объеди-
няются, и в результате разрушение происходит без заметной пла-
стической деформации, вследствие чего ошибочно считают, что
металл потерял пластичность. Для усталости характерен транс-
кристаллический тип трещины в отличие от межкристалличе-
ского при длительном статическом разрыве. Характеристика
трещины часто используется для установления типа нагрузки
(постоянная или переменная), вызвавшей разрушение.
В результате изучения явления, приводящего к разрушению
или появлению течи в сосудах давления, были установлены две
стадии процесса разрушения: возникновение трещины и ее рост.
Естественно, что конструкторы желают избежать появления тре-
щин в сосудах в течение всего срока службы, но тем не менее
нельзя игнорировать стадию роста трещины, поскольку практи-
чески любая конструкция имеет дефекты, образовавшиеся при
изготовлении. В лучшем случае неразрушающие испытания могут
дать уверенность в том, что величина дефектов меньше некоторого
критического предельного размера.
Следовательно, точная интерпретация результатов испытаний,
так же как и точное предсказание срока службы изделия, требует
раздельного рассмотрения стадий процесса разрушения. Так,
при усталостных испытаниях гладких (ненадрезанных) образцов
стадия роста трещины составляет только 5—10% времени до
разрушения, поэтому она не так существенна, в то время как
при испытаниях образцов с надрезами стадия роста трещины
составляет основную часть долговечности. Подобные детальные
исследования не всегда возможны, поэтому в большинстве слу-
чаев на практике получают расчетную кривую усталости, харак-
теризующую основные усталостные свойства материала на глад-
ких образцах. При этом для оценки долговечности рассматривае-
мых конструктивных элементов необходимо знать степень сни-
жения усталостной прочности по сравнению с выносливостью
гладкого образца. Однако при таком подходе всегда необходимо
иметь в виду двойственную природу процесса усталостного раз-
рушения.
52
6а,кгс/мм£
---------------------------
30-
--------1-----1*^ .
10** 105 1О6 " Ю7 Nf.
Рис. 2.1. Типичная кри-
вая многоцикловой уста-
лости
2.2. Многоцикловая усталость.
Предел выносливости
В большинстве случаев- в литературе
рассматриваются факторы, влияющие на
предел выносливости, который опреде-
ляется как наибольшее переменное напря-
жение растяжения — сжатия, не вызыва-
ющее разрушение образца за бесконечно
большое число циклов нагружения. Результаты усталостных испы-
таний обычно изображаются в виде кривой усталости в координатах
амплитуда напряжений (или размах напряжений) —число циклов
до разрушения (рис. 2.1).
Для большинства технических металлов эта кривая в диапа-
зоне 10е—107 циклов имеет изгиб (перелом). Кривая усталости
ферритных сталей непосредственно после перегиба идет гори-
зонтально, что указывает на существование физического пре-
дела выносливости. Испытаниями на базе до 109 циклов нагру-
жения было установлено, что предел выносливости для феррит-
ных сталей можно определять при комнатной температуре на
базе до 107 циклов, так как при более продолжительных испы-
таниях не обнаруживается дальнейшего снижения разрушающего
напряжения с возрастанием числа циклов. Для ряда других
металлов, так же как для ферритной стали при повышенной тем-
пературе и для некоторых сварных соединений, физический пре-
дел’выносливости не наблюдается, хотя при числе циклов более 107
весьма незначительно снижаются разрушающие напряжения.
Для таких - материалов в большинстве практических случаев
пределом выносливости считают напряжение, вызывающее раз-
рушение за 108 циклов.
В диапазоне больших чисел циклов нагружения предел вынос-
ливости является наилучшей характеристикой поведения метал-
лов при циклическом нагружении.
- Для сталей низкой и умеренной прочности предел выносли-
вости обычно равен 40—50% предела прочности при статическом
растяжении. Для высокопрочных сталей и цветных металлов
и сплавов его относительная величина может быть значительно
ниже.
2.3. Малоцикловая усталость. Диапазон деформаций
Известно, что если в испытаниях заданной переменной величи-
ной является напряжение (мягкий режим), то левая наклонная
ветвь усталостной кривой на рис. 2.1 характеризуется обычно
большим разбросом экспериментальных результатов. Это проис-
ходит потому, что в данном диапазоне максимальное напряжение
Цикла обычно выше предела текучести материала и в образце,
создаются нестабильные условия вследствие пластического тече-
53
Рис. 2.3. Кривые малоцикловой
усталости трех классов стали [1]:
1 — углеродистых и углеродистомар-
ганцевых, т = —0,42; 2 — высоколе-
гированных, т = —0,20; 3 — низко-
легированных, т — —0,25
Рис. 2.2. Кривая малоцикловой устало-
сти аустенитной нержавеющей стали типа
18-8 [-38]
ния. Однако экспериментальные результаты в рассматриваемой
области становятся существенно более стабильными и надежными,
если заданной переменной величиной служит деформация (жест-
кий режим). Поскольку большинство сосудов давления в течение
срока службы претерпевают не более 105 циклов перемен нагрузки,
рассмотрим малоцикловую усталость преимущественно при жест-
ком режиме нагружения с заданной деформацией за цикл. Область
малоциклового нагружения, естественно, точно установить нельзя,
поэтому ее нижний предел ограничивается несколькими сот-
нями, а верхний — несколькими сотнями тысяч циклов нагру-
жения.
Разрушение меньше чем за 100 циклов происходит при весьма
большой пластической деформации, которая существенно выше
допустимой в практических расчетах. В исключительных слу-
чаях, когда за срок службы сосуд подвергается 1 млн и более
циклов нагружения, в качестве основы для расчетов можно при-
нять предел выносливости. При высоких температурах усталост-
ные процессы серьезно усложняются явлением ползучести. Сов-
местное действие ползучести и усталости рассматривается в гл. 3.
Рассмотрим малоцикловую усталость главным образом до темпе-
ратур, при которых ползучесть несущественна.
На рис. 2.2 показана зависимость амплитуды деформации
от числа циклов до разрушения для аустенитной нержавеющей
стали 18-8. Значения деформаций умножены на половину модуля
нормальной упругости с тем, чтобы получить количественное
сравнение с амплитудой напряжений.
Кривые испытаний гладких образцов (при осевом нагружении
или при изгибе) дают наилучшие исходные характеристики сопро-
тивления металла малоцикловой усталости.
На рис. 2.3 приведены характерные кривые для трех классов
углеродистой и легированной стали [1]. Эти данные иллюстри-
54
пуют очень важное положение, что для двух материалов сопротив-
ление разрушению в диапазоне малоцикловой усталости может
быть противоположным по сравнению с сопротивлением устало-
сти этих же материалов при большем числе циклов. В области
многоцикловой усталости циклическая прочность непосредственно
коррелируется с уровнем статической прочности, в то время как
при малоцикловой усталости наблюдается скорее обратная зави-
симость. Точка пересечения кривых находится при долговеч-
ности около 104 циклов.
Прямолинейная зависимость в логарифмических координатах
описывается степенным уравнением
Nmet = С, (2.1)
где N — число циклов до разрушения; ez — изменение полной
деформации за цикл (размах); т и С — постоянные.
Показатель степени т в уравнении (2.1), определяющий
наклон прямой линии, коррелируется с показателем или модулем
деформационного упрочнения п кривой пластического течения
в координатах «истинное напряжение — истинная деформация».
Истинное напряжение
о = Ке", (2.2)
где К — коэффициент упрочнения, е — истинная деформация;
п — показатель деформационного упрочнения.
Корреляция показана на рис. 2.4.
Повышение температуры, как правило, понижает цикличе-
скую прочность металлов. Наиболее сильно влияют на прочность
высокие температуры, когда повреждения от ползучести сумми-
руются с усталостными повреждениями (см. гл. 3). Низкая тем-
пература, когда ползучесть несущественна, незначительно влияет
на зависимость амплитуды деформации от долговечности. Поэтому
Для расчетов в малоцикловой области достаточно ограничиться
корректировкой, учитывающей изменение модуля нормальной
упругости при изменении температуры
(см. §2.10).
При умеренных температурах, когда
ползучесть не имеет существенного зна-
чения, скорость изменения переменной на-
П^узки оказывает небольшое влияние на
Долговечность. Если существует ползу-
честь, то при понижении частоты нагру-
жения в каждом цикле будет больше
кпС‘ Корреляция между показателем наклона
ривой малоцикловой усталости т и показателем
Деформационного упрочнения п сталей [1]
55
времени для накопления повреждений вследствие ползучести,
поэтому можно ожидать снижения долговечности, измеренной
по числу циклов до разрушения.
2.4. Средние напряжения и деформации
Наиболее распространенными являются испытания на уста-
лость вращающегося образца при симметричном цикле изгибаю-
щей нагрузки. В реальных элементах конструкций чаще встре-
чается асимметричный цикл, показанный на' рис. 2.5, который
характеризуется алгебраическими соответственно максималь-
ным атах и минимальным от1п напряжениями цикла, средним
напряжением от, переменным напряжением иа или амплитудой
цикла (половина размаха напряжений).
При этом
ат = 0,5 (сттах + стот1п); ои = 0,5 (атах — от1п).
Таким образом, суммарное (максимальное) напряжение скла-
дывается из постоянного (среднего)- компонента и переменной
составляющей (т. е.! амплитуды).
2.4.1. Влияние среднего напряжения на многоцикловую уста-
лость. Влияние среднего напряжения на предел выносливости
показано на рис. 2.6. Отложив на оси абсцисс предельное сред-
нее напряжение аи (предел прочности), а на оси ординат предел
выносливости ае при симметричном цикле и соединив эти точки
прямой линией, получим область, заключенную между этой ли-
нией и осями координат, внутри которой не будет разрушения
образцов. Эта диаграмма является модификацией диаграммы Гуд-
мена. Для сталей при умеренных температурах (ниже области
ползучести) прямолинейная аппроксимация Гудмена приводит
к чрезмерному запасу прочности, поэтому более правильно изо-
бражать предельную диаграмму выпуклой кривой. Предел вынос-
ливости при симметричном цикле
пряжение (амплитуда) оа.
и о,п = 0 есть переменное на-
Рис. 2.5. Асимметричный цикл из-
менения напряжений
Рис. 2.6. Диаграммы предельных
напряжений для асимметричного
цикла:
1 — по Гудмену; 2 — по Петерсону
56
Рис. 2.7. Идеализированная кри-
вая деформирования неупроч-
няющегося материала
Рис. 2.8. Диаграмма циклического де-
формирования в пластической области:
а — < ех < 2е^; б — & > 2гу
Испытания показывают, что среднее напряжение сжатия не
только не снижает предел выносливости, но часто повышает его.
Исходя из этого и учитывая консерватизм модифицированной
диаграммы Гудмена, Петерсон [2] предложил следующее кубиче-
' ское соотношение для описания предельной кривой рис. 2.6:
а --------12“_____
е [8-(i+Wa«)l9 '
2.4.2. Влияние среднего напряжения на малоцикловую уста-
- лость. До сих пор рассматривалось влияние среднего напряжения
на предел выносливости, характеризующий свойства при много-
цикловой усталости. Применительно к производству сосудов
давления предел выносливости представляет меньший интерес,
.поскольку в этих случаях уровень напряжений таков, что может
вызвать разрушение за конечное число циклов и напряжения
Зачастую превышают предел текучести материала. Рассмотрим
случай, когда переменные напряжения действуют в пластической
(малоцикловой.) области.
Для упрощения рассмотрения процесса циклического дефор-
мирования за пределом текучести предположим, что материал
Имеет неограниченную пластичность, т. е. не упрочняется (рис. 2.7).
Зависимость напряжение—деформация при циклическом нагру-
жении от 0 до деформации ех показана на рис. 2.8, а. В течение
первого цикла деформация возрастает упруго от 0 до точки А
и пластически от точки А до точки В. При последующей разгрузке
Напряжение снижается до нуля по линии ВС, и затем происходит
сжатие от точки С до точки D. При последующих циклах дефор-
мирование будет происходить Вдоль линии DB.
Для этого случая расчет напряжений в предположении упру-
гого поведения материала дает omln = 0; amax = ох; ат — ох/2;
= ах/2. Однако, как видно из рис. 2.8, а, действительная
величина ат = стх/2 — (ох — <т4), отсюда от = ov — оа.
57
Таким образом, снижение среднего напряжения равно раз-
ности между пиковым максимальным напряжением и пределом
текучести.
Это соотношение сохраняется до тех пор, пока величина дефор-
мации находится в интервале от ех = гу до ej — 2е,у. Диаграмма
циклического деформирования при ej > 2гу изображена на
рис. 2.8, б. При пёрвом цикле деформация происходит по ли-
нии О АВ, затем следует упругая разгрузка от точки В до точки С,
в которой достигается предел текучести при сжатии, после чего
деформирование идет по линии CD без увеличения сжимающего
напряжения. Таким образом, циклическое деформирование про-
исходит по параллелограмму DEBCD при фактическом среднем
напряжении, равном нулю.
Итак, при многоцикловой усталости увеличение среднего на-
пряжения снижает предел выносливости, при малоцикловой же
усталости, когда уровень напряжений предопределяет деформи-
рование в пластической области, среднее напряжение влияет
меньше или совсем не влияет на долговечность материала. При рас-
четах и конструировании необходимо учитывать, что работа мате-
риала в пластической области при высоком уровне напряжений
довольно часто встречается на практике, поскольку локальная
пластическая деформация, как правило, наблюдается в зонах
концентрации напряжений, даже если номинальные напряжения
в детали не превышают безопасные предельные величины.
Методы использования приведенных выше положений могут
быть следующими. Прежде всего в виде диаграмм, данных на
рис. 2.9 и показывающих соотношения между средним напряже-
нием и предельной амплитудой цикла. Линия АВ, проведенная
под углом 45°, соединяет точки на координатных осях, соответ-
ствующие предельному значению комбинации среднего и пере-
менного напряжения. Независимо от условий, при которых на-
чинаются циклические испытания или эксплуатация деталей,
фактические условия после приложения нескольких циклов
нагрузки должны изображаться точками, расположенными внутри
треугольника ОАВ или не выше точки А на оси ординат. Если
действительные условия соответствуют точке С вне треугольника,
среднее напряжение будет снижаться до линии АВ (до точки D).
Рассмотрим расчет измененного среднего напряжения. Пусть
<j'm — основное среднее напряжение, рассчитанное по параметрам
циклической нагрузки; ат — измененное среднее напряжение;
оа — амплитуда цикла; оу — предел текучести; тогда если
<Тд Оу, ТО От = От',
если ов + ат>о!, и оа<^оу, то от = оу—сга; (2.3)
если то оот = 0.
Предположим, что измененное среднее напряжение рассчи-
тано для заданных условий по описанному выше методу и имеется
58
Рис. 2.10. Диаграмма для корректировки
среднего напряжения ш 0,5ои
Рис. 2.9. Снижение среднего напря-
жения вследствие текучести
только кривая усталости при симметричном цикле (ст = 0).
До начала испытаний для получения усталостной кривой необ-
ходимо определить эквивалентное переменное напряжение при
ат = 0. Эта величина аед является переменным напряжением,
которое дает то же усталостное повреждение (при среднем напря-
жении, равном нулю), что и фактическое переменное напряжение оо
(при фактическом среднем напряжении). Его можно найти графи-
чески по рис. 2.9, проведя луч из точки на оси абсцисс через
точку D до оси ординат. Для более консервативной аппрокси-
мации Гудмена (изображенной на рис. 2.9) имеем
l-(Om/au)’
(2-4)
где <Jeq — напряжение, которое следует использовать при по-
строении усталостной кривой для определения ожидаемого числа
циклов до разрушения.
Применение описанной выше методики при оценке среднего
напряжения в случае концентрации напряжений см. в § 2.6.
2.4.3. Влияние среднего напряжения. В большинстве практи-
ческих случаев действительная величина среднего напряжения
весьма неопределенна вследствие остаточных напряжений. По-
этому желательно (и это было бы большим облегчением для рас-
чета), чтобы кривая зависимости «допускаемое напряжение —
число циклов до разрушения» была скорректирована в достаточ-
ной степени, и, кроме того, определить допустимое максимально
возможное влияние на долговечность среднего напряжения.
Степень корректировки может быть установлена по рис. 2.10.
При среднем напряжении, равном нулю, амплитудой переменного
напряжения, вызывающей разрушение за АГ циклов, будет oN.
*ак как среднее напряжение возрастает по направлению ОС',
Предельная (для разрушения за N циклов) амплитуда перемен-
ного напряжения уменьшается по линии ЕС. При попытке уве-
личения среднего напряжения дальше точки С произойдет пла-
стическая деформация, поэтому среднее напряжение не может
о^ть больше абсциссы точки С. Следовательно, точка С пока-
зывает наибольшую величину ат, которая влияет на долговеч-
59
рой должна быть откорректирована
неизвестно среднее напряжение или
ние среднего напряжения
Рис. 2.11. Усталостная кривая
для низколегированных сталей
Еп = 25, А225 и А302
ность. Поскольку g'n — пе-
ременное напряжение, вы-
зывающее разрушение при
наибольшем среднем на-
пряжении в точке С, это
переменное напряжение и
есть та величина, до кото-
усталострая кривая, если
если не учитывать влия-
z Г "I 1
°n 1^-4-Iпри
(2-5)
С уменьшением N значение oN увеличивается; при этом, если oN
оказывается больше оу, то о# становится равным и в этой
области корректировка кривой не требуется. На рис. 2.11 при-
ведена типичная кривая малоцикловой усталости низколеги-
рованных сталей, на которой дана корректировка в соответствии
с формулой (2.5).
Необходимо отметить, что изложенная выше методика имеет
уточнения. Одно из них связано с различием между «линейной и
кубической аппроксимациями, показанными на рис. 2.6. Типич-
ная диаграмма для стали низкой или умеренной прочности с соот-
ношением ву1<зи 0,5 изображена на рис. 2.10. В этом случае
линейная аппроксимация дает не слишком большой запас надеж-
ности. С другой стороны, на рис. 2.12 показана диаграмма для
типичной закаленной и отпущенной стали с соотношением
0,9. В этом случае линейная аппроксимация будет чрезмерно
консервативной, поэтому описанный метод становится практиче-
ски нецелесообразным и, следовательно, необходимо использовать
кубическое уравнение.
Второе уточнение касается выбора оу. Некоторые материалы
в процессе циклического деформирования упрочняются, другие —
разупрочняются. Поэтому предел текучести, найденный по стан-
дартным испытаниям на статическое растяжение, не является
достаточно корректной величиной при оценке влияния среднего
напряжения и объяснении возможности сохранения его на до-
статочно высоком уровне под действием циклической нагрузки.
Необходимо знать циклический предел текучести, который отра-
жает предельную упругую деформацию после нескольких циклов
приложения нагрузки. Обычно для высокопрочных сталей цикли-
ческий предел текучести меньше статического, поэтому его учет
при оценке влияния среднего напряжения дает более реальные
60
результаты, па
ствующим статиче<
термообработанной
с. 2.13 приведено соотношение между соответ-
ким и циклическим пределами текучести для
крепежной стали.
2.4.4. влияние уровня средней деформации. Средняя дефор-
мация, относительно’которой изменяется переменная деформация,
сама по себе незначительно влияет на долговечность. Коффин [3]
испытывал образцы на термическую усталость1, часть образцов
стягивалась (скреплялась) при верхней температуре цикла с воз-
буждением растягивающей деформации, а другая часть — при
нижней температуре цикла и с возбуждением деформаций сжатия.
Величина деформации, вызывающая разрушение, в этих двух
случаях не изменялась. Гросс и др. [4] опубликовали результаты
испытаний, в которых также не обнаружено различий между
образцами, циклически нагруженными (при изгибе) от нуля до
максимальной деформации (пульсирующий цикл), и образцами,
подвергаемыми знакопеременному симметричному изгибу. Дол-
говечность зависела только от максимальной деформации цикла.
"В обоих случаях циклическая деформация происходила в диапа-
зоне существенных пластических деформаций, поэтому фактиче-
ское среднее напряжение снижалось до невысокого уровня. Дю-
буком [5] были проведены специальные испытания по оценке
влияния среднего напряжения и средней деформации на мало-
цикловую выносливость. Усталостные испытания сталей А201
и А517 по стандарту ASTM осуществлялись в условиях задан-
ного напряжения (мягкое нагружение) и заданной деформации
(жесткое нагружение) в осевом направлении в диапазоне чисел
циклов до разрушения 102—105. При жестком нагружении коэф-
фициент асимметрии цикла деформирования, определяемый отно-
шением emln/emax, варьировался в пределах от —оо (пульсирую-
щее сжатие) до +3,34, при этом заметного влиянйя средней де-
формации обнаружено не было.
Значительная средняя деформация может возникнуть в дета-
61
пления. Если остаточная деформация
Рис. 2.14. Влияние средней
деформации на долговечность
[7] /? = отщ/сттах- Пунктир-
ные линии соответствуют вы-
ражению Nf = (ej—е0/егл)2
товления или в резуль-
тате суммирования оста-
точной деформации, со-
здаваемой вследствие
одностороннего нако-
составляет существенную
долю ресурса пластичности при разрушении, то она будет резко
отличаться от случая, когда средняя деформация имеет тот же
порядок, что и циклическая деформация, и является малой ве-
личиной по сравнению с пластичностью при разрушении.
В выражении (2.1) постоянная материала С тесно связана с ис-
тинной деформацией разрушения при кратковременном стати-
ческом разрыве, поэтому для качественного рассмотрения она
может быть принята эквивалентной (индекс указывает на раз-
рушение). Следовательно, выражение (2.1) может быть записано
в’ виде
Nm = e,f!&t. (2.6)
Если остаточная односторонне накопленная деформация е0
составляет существенную долю от деформации при разрушении ef,
выражение (2.6) должно быть переписано в более общей форме
Щт — ~ ео
(2.7)
Таким образом, остаточная монотонно накапливаемая дефор-
мация может исчерпать пластичность материала подобно цикли-
ческой деформации, поэтому ее надо учитывать при оценке дол-
говечности.
Обоснованность выражения (2.7) была экспериментально пока-
зана Заксом [6, 7]. Некоторые его результаты для сталей, при-
меняемых в сосудах давления, приведены на рис. 2.14. Влияние
предварительной деформации на соотношение между размахом
деформации за цикл и числом циклов до разрушения существенно
только при достаточно большой полной деформации, приводящей
к разрушению менее чем за 100 циклов. При базе более 100 циклов
влияние предварительной деформации практически исчезает, что
согласуется с результатами Дюбука [51.
Практически наиболее важное влияние остаточной деформации
наблюдается в том случае, если она односторонне накапливается
в образце. Деформация в каждом цикле может быть небольшой,
но если она суммируется от цикла к циклу, то может стать зна-
чительной долей от и будет иметь существенное влияние на
долговечность. При отсутствии надрезов это явление становится
62
невидным ввиду искажения формы образца или детали. Однако
°ои наличии надрезов эффект может быть менее явным, поскольку
одностороннее накопление деформации может привести к ее пере-
„агпоеделению в области надреза без видимой макроскопической
деформации (см. § 2.6).
2.5. Двухосность
До сих пор рассматривались напряжения и деформации, дей-
ствующие в одном направлении, тогда как во многих практических
проблемах необходимо считаться с определенной степенью двух-
осности, т. е. действием приложенных в точке напряжений
в двух ортогональных направлениях. Большое практическое
значение имеет напряженное состояние на свободной поверхно-
сти, где компонент третьего напряжения равен нулю; тем не
менее этот компонент не должен игнорироваться. Так, например,
третье напряжение может быть существенным на внутренней
поверхности сосуда, предназначенного для работы при весьма
высоком давлении. Для практических расчетов эквивалентного
напряжения при сложнонапряженном состоянии с использованием
характеристик материала, полученных при испытаниях в условиях
одноосного напряженного состояния, необходимо иметь прове-
ренные теории.
2.5.1. Использование теорий Треска и Мизеса. Для расчетов
долговечности материалов при усталости в условиях сложнона-
пряженного состояния наибольшее применение получили теория
максимальных касательных напряжений Треска и теория энер-
гии формоизменения Мизеса. Последняя во многих случаях
более точна, и, хотя разница между этими двумя теориями не
превышает 15%, теория максимальных касательных напряжений
дает больший запас надежности по долговечности. Любая из этих
теорий может быть использована для пересчета трех главных
напряжений в эквивалентное напряжение, которое можно непо-
средственно сравнивать с результатами испытаний при одноосном
напряженном состоянии. Это напряжение называют эквивалентной
интенсивностью сложнонапряженного состояния или более кратко
интенсивностью напряжений. В настоящей главе этот термин
применяется в том же значении, в каком он используется в ча- >
стях III и VIII раздела 2, стандарта ASME. Его не следует пу-
тать с термином «фактор интенсивности напряжений», применяе-
мом при изложении вопросов, связанных с механикой разруше-
ния, в гл. 4.
Согласно теории Треска для изотропного материала, если
в Данной точке аъ а3 и а3 главные напряжения (алгебраиче-
ски Oj > о2 > о3), интенсивность напряжений равна наиболь-
шей разности главных напряжений, т. е. S = ох — о3.
По теории Мизеса интенсивность напряжений
S== /0,5 [(Gi-o,)2 + (а2 —о3)2 + (пх-оз)2]. (2.8)
63
Применительно к проблеме усталости при знакопеременных
напряжениях использование теории Мизеса связано с практиче-
скими неудобствами, поскольку интенсивность напряжений не
имеет направления или знака благодаря тому, что квадратный
корень в выражении (2.8) нельзя отнести к какому-либо выбран-
ному направлению. Однако разность напряжений может быть
легко выражена через знакопеременные напряжения. Если направ-
ления главных напряжений изменяются в течение цикла, теория
Мизеса становится некорректной. Это было показано экспери-
ментально Финделем 18], изучавшим усталостные разрушения
вращающегося диска, сжатого в диаметральном направлении
при фиксированной нагрузке. В этом случае изменялись направ-
ления главных напряжений, но сохранялась постоянной энергия
формоизменения, что согласно теории Мизеса не должно было бы
приводить к разрушениям. Кроме того, по теории Треска, базирую-
щейся на касательных напряжениях в фиксированной плоскости
как критерии разрушения, расчетная долговечность соответ-
ствовала экспериментам Финделя. Следовательно, для практи-
ческого использования рекомендуется критерий Треска как наи-
более простой, надежный и пригодный для широкого круга реаль-
ных условий циклического нагружения.
2.5.2. Соотношения между напряжениями и деформациями.
Усталостные кривые в малоцикловой области базируются на харак-
теристиках циклического деформирования. Для сопоставления
с расчетными упругими напряжениями обычно деформацию умно-
жают на модуль упругости. Полученные при этом напряжения
соответствуют фактическим только в упругой области. Для пла-
стической области найденные таким способом напряжения не
являются фактическими, однако эти условные или «фиктивные
напряжения» позволяют удовлетворительно охарактеризовать по-
вреждения, вызываемые циклической упругопластической дефор-
мацией. Если рассматриваются только одноосные напряжения
и деформации, то не представляет затруднений расчет фактической
деформации в детали и сопоставление ее с предельной деформацией,
определенной при усталостных испытаниях образцов. При оценке
комбинированного влияния неодноосных деформаций для описа-
ния соотношений между напряжениями и деформациями исполь-
зуют закон Гука.
Согласно обобщенному закону Гука соотношения между глав-
ными напряжениями о1( о2 и сг3 и главными деформациями
82, выражаются следующими формулами:
Е
О1~ 1 +v
Е
Со - « .
2 1 + V
Е
°3 1 + V
1 _ 2v (8iН" 82 ез) + 8i 5
1 (81 + 6з) + I
1 _^2v' (81 + 82 + 8з) + 83 >
(2-9)
где Е — модуль Юнга; v — коэффициент Пуассона.
64
Применение этих соотношений для пластической области вызы-
вает определенные трудности, так как в этом случае предположе-
ние о постоянстве объема выражается условиями v = 0,5 и 8j +
I 6s 4. 8S = 0. Следовательно, напряжения по соотношениям (2.9)
становятся неопределенными. В этом смысле эти соотношения
правильно отражают физический смысл допущения о несжи-
маемости материала, так как предположение о постоянстве объема
означает бесконечно большую «объемную жесткость» и главные
деформации неоднозначно определяются главными напряжениями.
К счастью, используемая концепция усталостного поврежде-
ния базируется только на касательных напряжениях и не опери-
рует нормальными напряжениями. Полуразности нормальных
напряжений определяют из соотношений:
Е / х
а1 °2 — T4V 82'’
Е , х
аз----1 _|_v’ (82 8з)’>
аз СТ1 — j v (8з 81)-
(2.10)
2.5.3. Расчет интенсивности напряжений для конкретных слу-
чаев. Выражения (2.10) могут быть использованы в качестве
основы для сопоставления результатов испытаний при одноосных
и двухосных напряжениях в пластической области. Рассмотрим
три типа испытаний: одноосные, двухосные с соотношением глав-
ных напряжений 1 : 1 и 2 : 1. Допустим, что упругая деформация
мала по сравнению с пластической и что деформация происходит
, при постоянном объеме (v = 0,5).
В каждом случае измеренная деформация обозначается симво-
лом 8, а необходимое для получения соответствующего поврежде-
. ния материала фиктивное напряжение — это интенсивность напря-
жений S, которая выражается через наибольшую разность нор-
мальных напряжений.
Для испытаний при одноосном растяжении-сжатии
о2 = <*з = 0; Gi = 5; 82 = 83 — —е/2,
8 интенсивность напряжений
5=т^(е+1)=£е-
Для усталостных испытаний при двухосности с соотношением
равных напряжений 1 : 1 о8 = 0; ох = о2 = S; 8j = s2 = е;
е» = —2е; интенсивность напряжений
/J. S = -^-(8 + 28) = 2£е.
<5 Р. Никольс 65
Рис. 2.15. Результаты испытаний стали А302 на малоцикловую уста-
лость в условиях двухосного напряженного состояния [9]:
/ — фирмы Бабкок — Вилькокс; 2 — Лихайского университета ( □ —оценка
по номинальной деформации; — оценка по эквивалентной деформации)
Для усталостных испытаний при двухосности с соотношением
главных напряжений 2 : 1 о3 = 0; о2 — ei — е> ез = —8—
— е2; интенсивность напряжений
S=^y. (2.11)
Следует заметить, что множитель 4/3 в выражении (2.11) по-
лучен при использовании в расчетах критерия Треска (критерий
максимального касательного напряжения) вместо критерия энер-
гии формоизменения Мизеса. Энергетическая теория, которая
наиболее общепринята, дает множитель, равный 1,155 вместо 1,333.
Разница, составляющая 15%, отражает большую надежность
расчетов по критерию Треска в частном случае при двухосности
с соотношением главных напряжений 2:1. Для двухосного нагру-
жения с соотношениями 1 : 0 и 1 : 1 оба критерия равнозначны.
На рис. 2.15 показано использование описанного метода рас-
чета на примере двух серий испытаний на усталость в условиях
двухосности [9].
В испытаниях фирмой Бабкок-Вилькокс двухосность с соот-
ношением главных напряжений 1 : 1 достигалась приложением
циклической нагрузки к образцу в форме круглой пластины диа-
метром 400 мм и толщиной 16 мм. В испытаниях Лихайского уни-
верситета двухосность с соотношением 2 : 1 получалась при из-
гибе широких консольных балок.
Результаты этих испытаний,, изображенные на рис. 2.15,
при их сопоставлении на базе критерия интенсивности напряжений
дают близкое совпадение экспериментальных данных с теорией
Мизеса. При этом было использовано соотношение (2.11) с множи-
телем 1,155 по Мизесу вместо множителя Треска 1,333.
В тех случаях, когда циклическое деформирование происходит
в упругой области, можно использовать соотношения (2.10), но
при этом коэффициент''Пуассона должен быть равен —0,3 вме-
66
сто 0,5. Для промежуточных случаев, когда имеет значение как
упругая, так и пластическая деформация, необходимо найти фак-
тические напряжения и их разности. Если известны только полные
упругопластические деформации (в тех случаях, когда затруднено
определение пластических деформаций), соотношения (2.10) также
применимы, при этом значение v надо уточнить по формуле v =
. = 0 5 — 0,2 мМ (оно должно быть не менее 0,3). Эквивалент-
’ \ 8 /
ная деформация в соответствии с теорией Мизеса
в = V [(ei—еа)2 + (е, - е3)2 + (е3—ej8]
или теорией Треска (при ех > е? > е3)
2 , .
6 — ~з" (е1 —83).
2.6. Влияние надрезов на усталостную прочность
2.6.1. Коэффициент концентрации напряжений. Большинство
усталостных разрушений в сосудах давления связано с надрезами
(концентраторами) той или иной формы, около которых в локаль-
ной зоне напряжения возрастают до уровня, значительно превы-
шающего напряжения в смежных зонах сосуда. Надрез может
быть или определенной геометрической формы, как, например,
отверстие или галтель, или в виде дефектов произвольной, формы,
таких, как трещина или шлаковое включение. Если форма над-
реза известна, то номинальное напряжение необходимо умно-
жить на коэффициент концентрации напряжений и определить
число циклов до образования трещины по усталостной кривой.
Детально определение коэффициента концентрации будет рассмо-
трено ниже, а сейчас допустим в качестве первого приближения,
что — теоретический коэффициент, рассчитанный по теории
упругости или определенный экспериментально методом фото-
упругости. Петерсон [10] провел широкие исследования этого
коэффициента для надрезов различной конфигурации. Его метод,
несмотря на то, что в расчетах используется только напряжение,
сходен с концепцией, утверждающей, что деформация является
фактическим критерием разрушения в малоцикловой области,
поскольку даже если материал в вершине надреза деформирован
выше предела упругости, то его окружает материал с более низ-
кими напряжениями, деформированный упруго. Следовательно,
локальное пиковое напряжение, рассчитанное в предположении
Упругого поведения металла, условно, а фиктивное напряжение,
как было указано выше, вполне удовлетворительно соответствует
повреждению, вызванному упругопластической деформацией.
2.6.2. База испытаний. Сложившаяся практика расчетов на
Мадоцикловую усталость заключается в использовании более
Б* 67
Рис. 2.16. Соотношение между
испытаниями до разрушения при
мягком и жестком режимах на-
гружения:
1 жесткий режим, гладкие об-
разцы (ордината 2 — мягкий
режим, гладкие образцы (ордина-
та — напряжение); 3 — мягкий ре-
жим, надрезанные образцы (орди-
ната — номинальное напряжение)
низких коэффициентов концентрации для небольшого числа циклов
по сравнению с большим числом циклов. Это имеет смысл, если
допускаемые напряжения устанавливаются по результатам уста-
лостных испытаний при мягком режиме нагружения (с заданной
амплитудой напряжения), но не имеет смысла для испытаний
при жестком режиме нагружения (с заданной деформацией).
На рис. 2.16 показаны типичные зависимости между напря-
жением и числом циклов до разрушения. Только в режиме 2
напряжения фактические, а в режимах 1 и 3 они условные. Отно-
шение ординат кривых 2 и 3 уменьшается при снижении числа
циклов до разрушения, что является основой для практического
использования более низких допускаемых коэффициентов кон-
центрации в области малых чисел циклов. Однако отношение
ординат кривых 1 и 3 сохраняется постоянным вследствие того,
что в вершине надреза материал деформируется в условиях, близ-
ких к жесткому режиму, и ведет себя подобно гладкому образцу
при амплитуде деформации, увеличенной в соответствии с коэф-
фициентом Kt-
Экспериментальная проверка этой концепции иллюстрируется
рис. 2.17, где приведены результаты одноосных испытаний над-
резанных образцов с теоретическим коэффициентом концентра-
ции 8,9. При сопоставлении данных испытаний da базе условных
напряжений Kf сохранялся постоянным и равным 2,09 в диапа-
зоне 5-Ю2—3-10* циклов до разрушения.
2.6.3. Коэффициент концентрации напряжений при усталости
и чувствительность к надрезу. Известно, что теоретический коэф-
фициент напряжений Kt не всегда отражает фактическое ослаб-
ление конструкции вследствие надреза (см. рис. 2.17). Фактиче-
ская степень снижения сопротивления усталости зависит не только
от пикового напряжения, но и от градиента напряжений, особен-
ностей материала и процесса необратимого накопления поврежде-
ний. Если отсутствует непрерывное накопление деформаций,
коэффициент снижения усталостной прочности (или эффективный
коэффициент концентрации) Kf всегда равен или”меньше Kt-
Рассмотрим этот случай. Для выражения соотношения между Kf
и Kt часто используется коэффициент чувствительности к надрезу
68
/или к концентрации напряжений) при усталости, который опре-
деляется как
q== К<-1 •
(2.12)
Чувствительность к надрезу при усталости различна для раз-
ных материалов, но поскольку коэффициент q зависит от размеров
надреза, он не отражает полностью фактических свойств мате-
риала. Несколько иная концепция описана Петерсоном [12].
Его гипотеза состоит в том, что усталостное разрушение на данной
базе происходит не в том случае, когда пиковое напряжение до-
стигнет предела выносливости, а когда напряжение, равное пре-
делу усталости, достигается на некоторой определенной глубине б
от поверхности надреза. Следует иметь в виду, что этот символ
отличается по смыслу от аналогичного символа в гл. 4, обозна-
чающего раскрытие трещины в процессе разрушения.
Объяснение этой гипотезы заключается в том, что благодаря
кристаллической структуре материала для наступления усталост-
.ного разрушения определенный объем материала должен нахо-
диться при напряжении, равном пределу выносливости. Вели-
чина б более полно, чем параметр q, отражает фактические свой-
ства материала, в частности, определено, что для высокопрочных
металлов критическое значение б меньше, чем для низкопрочных.
Данные показывают, что в сталях для сосудов давления катего-
рии прочности до 70 кгс/мма надежные значения коэффициента
снижения усталостной прочности достигаются при б = 0,05 мм.
В первую очередь концепция Петерсона объясняет масштаб-
ный эффект, отмеченный при усталостных испытаниях надре-
занных образцов, поскольку при возрастании размеров образца б
остается постоянным. Это положение можно распространить
и на образцы с надрезом очень малого радиуса, вплоть до трещин.
Для надреза нулевого радиуса (трещины) пиковое напряжение
нельзя определить, однако на расстоянии нескольких сотых мм
от надреза напряжение можно подсчитать. О'Донелл и Парди [13]
использовали это положение для определения коэффициента Кг
образцов с различной геометрией надрезов. Эксперименты [11 ]
Рис. 2.17. Коэффициент сниже-
ния усталостной прочности при
Местком режиме нагружения
[И]:
Усталостная кривая для глад1-
Образцов при жестком режиме
'тЯЛав инконель); д — мягкий Jpe-
*им; О — жесткий режим
69
Рис. 2.18. Значения Kf при различных режимах
нагружения:
1 — мягкий режим при осевом растяжении, /fy=3,0;
2 — жесткий режим при изгибе, — 3,Ь
показали, что'их расчеты являются
приближенными, хотя и вполне надеж-
ными. По-видимому, для точных расче-
тов необходимо привлекать теорию фи-
зического возникновения и развития
трещин.
Другая концепция для расчета Kf базируется на теории Ней-
бера, развитой в дальнейшем Петерсоном [14] и Кюном [15],
которые предложили соотношение
__ 1
q~ 14-Л/р’
(2.13)
где р — радиус надреза; А — постоянная материала.
Эта теория имеет преимущество по сравнению с теорией, осно-
ванной на использовании параметра 6, в том, что не требует оценки
поля напряжений в образце; недостатком ее является невозмож-
ность экстраполяции результатов для надрезов с нулевым радиу-
сом. Для сталей, имеющих прочность 70 кгс/мм2, значение А =
= 0,125 мм дает вполне надежные результаты.
2.6.4. Влияние накопленной остаточной деформации. Соотно-
шение (2.12) применимо только для случаев, когда существенно
упругое поведение материала, а пластические деформации воз-
никают только в небольших локализованных областях. Если
процесс одностороннего накопления повреждений допускает сум-
мирование остаточной деформации, должно приниматься во вни-
мание соотношение (2.7), при этом долговечность может резко
понизиться. На рис. 2.18 результаты испытаний при мягком на-
гружении в осевом направлении Кремпла [161 сравниваются
с результатами испытаний при изгибе с заданным прогибом [17].
В испытаниях при мягком режиме нагружения не было обнаружено
существенного остаточного изменения размеров образцов, однако
напряжения были достаточно высокими, чтобы вызвать накопле-
ние пластической деформации в надрезе. Этого следовало ожи-
дать, так как в каждом цикле максимальное напряжение пре-
восходило предел текучести.
Для того чтобы определить, будет ли наблюдаться упругоци-
клическое действие, расчетное изменение номинального напря-
жения о„ в предположении упругого поведения материала, если
не учитывать^местную концентрацию напряжений, не должно
превосходить "двойного предела текучести материала 2<уу. Если
а„*> 2av, повреждающее влияние накопленной (кумулятивной)
70
сред116® деформации может быть определено умножением <зп
нз параметр
l-lN(an-2ay)/Eef] ’ (2-14)
где £ — модуль упругости; N — заданное число циклов; —
истинная (разрушающая) деформация при статическом растяже-
нии.
Этот параметр основан на предположении, что напряжение,
превышающее реализуется как необратимая остаточная де-
формация. Истинная деформация при разрушении может быть
рассчитана по сужению площади поперечного сечения при испы-
таниях на растяжение стандартного цилиндрического образца
по формуле
, , _ 100
ef — loge 100 _ »
где RA — сужение площади поперечного сечения при разрыве, %.
Для материалов с заметной степенью упрочнения или разу-
прочнения при циклическом деформировании в пластической
области значение оу в формуле (2.14) соответствует циклическому
пределу текучести (см. рис. 2.13), а не стандартному пределу те-
кучести, найденному при испытаниях на статическое растяжение.
Поскольку циклический предел текучести обычно неизвестен,
предполагается, что в качестве первого приближения можно ис-
пользовать предел выносливости ое.
2.6.5. Затруднения при определении эффективных коэффи-
циентов концентрации. Затруднение при определении коэффи-
циента снижения усталостной прочности связано с тем, что на-
пряжение в вершине надреза, как правило, превосходит предел
текучести. На рис. 2.19 показан характер изменения концентра-
ции деформаций и напряжений в растянутом образце с круглым
отверстием при увеличении номинального напряжения. Эти кри-
вые были рассчитаны для пластической области и проверены экс-
периментально при однократном нагружении, однако совершенно
неясно, какой характер будет иметь кривая после снятия нагрузки
и при последующем ее циклическом приложении. Факт увели-
чения Ке можно использовать как основу для объяснения слу-
чаев, когда была больше К(,
как, например, в опытах Кремп-
ла [16); однако эта гипотеза
не дает объяснения опытов Хай-
керсона [17] или данных, при-
веденных на рис. 2.17, где Kf
Рис. 2.19. Сравнение коэффициентов
к°нцентрации напряжений и деформа-
ций
71
существенно ниже Kt- Для расчета долговечности надрезанйых
деталей Пикетт и Грегори [18] использовали первоначально
предложенный Стоуэллом метод, основанный на трудоемком
анализе процесса упругоциклического действия. Так как при
испытаниях с контролируемой нагрузкой (мягкий режим) наблю-
даются устойчиво высокие значения Kf, а при испытаниях с за-
данной деформацией или перемещением — устойчиво низкие зна-
чения Kf, то, вероятно, суммарная средняя деформация вслед-
ствие процесса одностороннего накопления более важна, чем
увеличение коэффициента концентрации деформаций в пласти-
ческой области.
Другая проблема, возникающая при использовании коэффи-
циента Kf в расчетах, связана с применением его при асимме-
тричных циклах нагружения, т. е. когда Kf учитывается как
в среднем, так и в амплитудном-переменном напряжении цикла.
Наиболее часто используют Kf только для определения перемен-
ной Д«/ компоненты цикла. Но лучше учитывать Kf при расчете
как среднего, так и переменного напряжения цикла. Однако при
этом необходимо принимать во внимание снижение среднего
напряжения при увеличении максимального напряжения цикла
выше предела текучести. Возьмем, например, образец в виде
бруса из материала с пределом текучести 28 кгс/мм2 и с надре-
зом Kf = 3. Образец подвергается циклической нагрузке при
растяжении с номинальными напряжениями в интервале 0—
*14 кгс/мм2. По общепринятой терминологии среднее напряжение
составляет'7 кгс/мм2, а расчетная амплитуда напряжения равна
21 кгс/мм2. По рекомендованному методу базовое (исходное)
среднее напряжение составит 21 кгс/мм2, и его откорректирован-
ная в соответствии с выражением (2.3) величина будет равна
7 кгс/мм2. Таким образом, текучесть в течение первых нескольких
циклов, по всей вероятности, свидетельствует в пользу общеприня-
той методики расчета компонента среднего напряжения при
неучете коэффициента Kf- Например, если предел текучести
материала составляет 35 кгс/мм2, то откорректированное среднее
напряжение будет равно 14 кгс/мм2, и в этом случае общепринятая
методика дает надежный результат. Предлагаемый выше метод
был описан Хейгом [19] в 1929 г. и использовался примерно до
1960 г.; он полезен в том случае, когда действительное среднее
напряжение входит в оценку усталостной прочности, однако его
не следует применять, если используемая для оценки долговеч-
ности кривая усталости откорректирована с учетом максимально
возможного влияния среднего напряжения (см. рис. 2.11).
2.7, Скорость роста трещин
•В случае когда наиболее важное значение имеет скорость,
с какой будет расти известная. или предполагаемая трещина до
опасных размеров, приводящих к образованию неплотности или
72
Рис 2.20. Зависимость ско-
пости роста трещины от мак-
симальной величины номи-
нального напряжения
аномгаах
1 — цилиндрический образец
пиаметром 13 мм; 2 — пластина
шириной 127 мм с надрезом
кгс/м^Л
42
28
250000 25000 2500 с11М25106),^1иикп
£^*2'1 г 1------------------
: г —____
74 Ц------<--------1_______ ________
10° Ю1 102 iq3 iq* n
разрушению, иногда легче установить эту скорость непосред-
ственно, чем пытаться определить коэффициент снижения усталост-
ной прочности. Если характеризовать дефект как любую несплош-
ность, независимо от ее размера, следует считать, что все сосуды
имеют дефекты, так как при любом методе неразрушающего испы-
тания или контроля существует наименьший предельный размер
выявляемого дефекта. Ввиду недостатка наших знаний можно
также полагать, что дефекты являются очень острыми. Однако
было установлено, что имеются минимальные предельные размеры
дефектов и интервалы напряжений, ниже которых трещины не
растут, независимо от их остроты. Наряду с этим при малоцикло-
вой усталости для большинства применяемых сосудов давления
благоприятным является тот факт,, что при ограниченном числе
циклов процесс роста трещин может быть весьма медленным,
даже если уровень напряжений больше соответствующего нулевой
скорости распространения трещины.
Для установления закономерности скорости роста трещин
имеются различные способы [20]. Некоторые из них чисто эмпи-
рические и не нашли широкого применения, так как удовлетво-
рительно описывают лишь конкретные условия проведенных
экспериментов. Так, Рольф и Мане [21 ] дают измерение скорости
роста трещины в плитах из низкоуглеродистой стали толщиной
около 19 мм и шириной 127—180 мм. Трещины инициировались
сверлением небольших отверстий в центре образца, в которых
затем выполнялись боковые надрезы шириной около 0,2 мм.
Циклическая (знакопеременная) нагрузка прикладывалась в осе-
вом направлении. Большинство испытаний велось с постоянной
амплитудой номинального напряжения, при этом растягивающая
нагрузка в ходе испытания периодически снижалась, чтобы
обеспечить постоянство фактического растягивающего напря-
жения в опасном сечении нетто образца. Сжимающая нагрузка
сохранялась постоянной исходя из предположения, что во время
Никла сжатия трещина не развивается. Было определено, что
при данных условиях нагружения после короткого периода за-
медленного развития трещины устанавливается практически по-
стоянная скорость ее роста с возрастанием числа циклов. На
Рис. 2.20 показана зависимость скорости роста трещины от вели-
чины переменного напряжения для плиты шириной 127 мм.
На основании широких исследований процесса роста трещины
Фрост и др. [22, 231 пришли к весьма интересным и важным
73
Рис. 2?21. График для определения скорости роста трещины [24]
результатам. По результатам Фроста и своих экспериментов
Петерсон [24] построил диаграмму (рис. 2.21), которая показы-
вает число циклов, необходимое для роста трещины от начальной
длины /0 до критического размера 1С. При низких напряжениях
кривые приближаются к оси абсцисс, свидетельствуя о том, что
ниже некоторых значений напряжения и длины трещин их рост
не происходит (рис. 2.22).
Для области выше «порога нераспространения» трещин число
циклов, необходимое для роста трещины от' /0 до 1С,
N = -^-ioge(lc/l0), ’ (2.15)
где о — переменное напряжение; С — постоянная материала.
Из выражения (2.15) видно, что скорость роста трещин зависит
от напряжения и от отношения 1С/1О, но не зависит от абсолютных
величин 1С и 10. Иными словами, для роста трещины, например,
от 0,25 до 0,5 мм или от 25 до 50 мм требуется одно и то же число
циклов нагружения. Можно подумать, что это противоречит
выводу Рольфа и Манса о том, что скорость роста трещины по-
стоянна и определяется номинальным напряжением, однако де-
тальный анализ показывает, что это противоречие кажущееся.
Дело в том, что в испытаниях роста конечная длина трещины
была практически несопоставима с шириной образца, поэтому
заметного изменения уровня напряжений не было. Рольф и Мане
также обнаружили, что в начальной стадии скорость роста тре-
щины возрастает при увеличении ее длины.
Пэрис [25] предложил, что скорость роста трещины может
быть охарактеризована коэффициентом интенсивности напряже-
74
ний У вершины трещины К1г используемым при определении
условий хрупкого разрушения. Сложившееся в настоящее время
представление свидетельствует в пользу такого приближения
1<ак математической модели функциональной связи переменных,
определяющих кинетику развития трещин при циклическом нагру-
жении.
Скорость роста трещины выражается формулой
daldN = С (ДК/р,
(2-16)
где ДКх — размах коэффициента интенсивности напряжений;
С и п — опытные постоянные.
На рис. 2.23 показаны экспериментальные зависимости da/dN
от ДКх для трех легированных сталей, двух алюминиевых и
титанового сплавов. Интересно отметить, что для стали и титано-
вого сплава прямолинейная зависимость, согласно выраже-
нию (2.16), наблюдается только в области высоких значений Д/Сх,
а при более низких значениях ДД\ наблюдается довольно четко
выраженный порог, т. е. значение Д/Сх минимальное, ниже кото-
рого трещины не распространяются, что было также обнаружено
Фростом. Для стали А533 по стандарту ASTM, которая широко
применяется для изготовления сосудов давления, этот порог
наблюдается при ДАХ = 25.
При использовании приведенной выше информации для реше-
ния практических задач возникает
раметра применительно
к конфигурации рассматривае-
мого объекта. Соответствующие
формулы для надрезов различ-
ной геометрической формы даны
Пэрисом и Сих [27 ] и др.
необходимость расчета па-
dl/dN*106, мн/цикл
Рис. 2.23. Скорость роста трещин
для различных материалов [26]:
6д,кгс/нм2
Рис. 9 99 ..... / О — ''легированная сталь А533; □ —
n * -Минимальная длина I не- никельмолибденованадиевая сталь;
распространяющейся трещины [241: а — сталь НР9-4-25; • — алюминие-
/ — вый сплав 7079-Т6; -|-алюминиевый
пульсирующий цикл 0—2а; 2 — сим- сплав 5456-Н321; Д — титановый сплав
метричный цикл ±о Ti-6A1-4V
75
2.8. Накапливание повреждений
При эксплуатации сосуды давления обычно испытывают
в течение срока службы разнообразный спектр циклических
нагрузок, амплитуда напряжения которых может быть ниже или
выше предела выносливости. Простейший и наиболее распростра-
ненный метод расчета накапливания или кумулятивного эффекта
различных режимов циклической нагрузки заключается в ис-
пользовании линейного закона накапливания повреждений. Если
— число циклов до разрушения при напряжении alt то отно-
сительная доля суммарной долговечности при числе циклов «х
будет функцией отношения tijN^ Согласно линейному закону
суммирования повреждений (или долговечностей) разрушение
определяется суммой отношений n^N-L + n^lN^ + =
= 1,0.
Правило линейного суммирования повреждений имеет ряд
недостатков, связанных с тем, что оно не учитывает последова-
тельность приложения циклических нагрузок. Представляется
очевидным, что высокие напряжения, приложенные в начальный
период срока службы, могут нанести серьезные повреждения
материалу, который затем на более поздних стадиях будет более
чувствителен к напряжениям меньшей величины. Известно, что
при последовательном увеличений приложенного циклического
напряжения предел выносливости образца может повыситься
по сравнению со стандартными испытаниями. Оба эти явления
приводят к заключению, что если материал на ранней стадии
испытания подвергается более высоким напряжениям, то параметр
суммирования повреждений при разрушении будет меньше еди-
ницы, а при обратной последовательности приложения различных
режимов нагрузки — больше единицы. Это положение подтвер-
ждается рядом экспериментальных работ.
Анализ многих практических результатов показывает, что,
несмотря на отмеченные недостатки, линейный закон суммирова-
ния повреждений — наилучший для использования в конструк-
торских расчетах. Эксперименты показывают [28], что этот
закон особенно пригоден в тех случаях, когда циклические на-
грузки с различным уровнем напряжений в течение всего срока
службы равномерно распределены сравнительно небольшими
блоками (по числу циклов). Наиболее точные расчеты получаются
только в тех случаях, когда заранее и достаточно детально из-
вестна последовательность циклической нагрузки. Однако при
расчете сосудов обычно такой, информации нет. Кроме того, ни
одна из более сложных теорий не имеет исчерпывающе полного
обоснования ввиду огромного разнообразия различных факторов,
оказывающих влияние на процесс и конечный результат сумми-
рования повреждений, таких, как деформационное упрочнение
или разупрочнение, концентрация напряжений, и все прочие
факторы, которые влияют на процесс роста трещин.
76
Если циклические напряжения различной величины и частоты
действуют одновременно в течение всего срока службы сосуда,
очень важно правильно идентифицировать интервалы и число
повреждений каждого типа циклической нагрузки. Необходимо
помнить, что небольшое увеличение уровня циклической нагрузки
.может существенно снизить долговечность, причем на разных
участках усталостной кривой эти соотношения изменяются.
Следовательно, взаимное влияние даже двух амплитуд цикличе-
ского напряжения в общем виде не может быть определено про-
стым суммированием параметров повреждаемости для каждого
режима нагрузки в отдельности.
Рассмотрим в качестве примера переходный режим по темпе-
ратуре, который наблюдается в сосудах с циклическим режимом
давления. Допустим, что в данной точке сосуда растягивающее
напряжение от внутреннего давления составляет 14 кгс/мм2
и дополнительное растягивающее напряжение вследствие темпе-
ратурной нестационарности равно 49 кгс/мм2. Если переходный
режим в течение расчетного срока службы сосуда повторится
10 000 раз, а полная разгрузка предполагается 1000 раз, то коэф-
фициент суммирования должен рассчитываться исходя из 1000
циклов нагрузки, изменяющейся в интервале от нуля до 63 кгс/мм2,
и 9000 циклов нагрузки, изменяющейся в интервале 14—63 кгс/мм2.
2.9. Экспериментальные исследования сосудов давления
Рассматриваемые в данной главе проблемы основывались
главным образом на интерпретации результатов усталостных
испытаний, проведенных на простых лабораторных образцах
небольших размеров, поэтому при использовании полученных
выводов применительно к условиям реальной эксплуатации
сосудов нужно проверять их путем испытаний натурных сосудов.
Одна из наиболее широких экспериментальных программ,
начало которой относится к 1947 г., была осуществлена Исследо-
вательским комитетом по сосудам давления (PVPC). На первом
этапе проводились усталостные испытания в лабораторных ус-
ловиях на образцах из листа и пруткового материала. На втором
этапе были осуществлены испытания пульсирующим давлением
моделей сосудов диаметром 300 мм, с толщиной стенки 19 мм,
со штуцерами различной конструкции и другими концентраторами
напряжений [30, 31 ]. На заключительном этапе диаметр сосудов
был увеличен до 915 мм, а толщина стенки до 50 мм [32, 33].
Обобщенный график результатов испытания сосудов обоих раз-
меров приведен на рис. 2.24. Для более крупных сосудов напря-
жения представляются вполне приемлемыми и наиболее точными,
поскольку в ходе испытания по указанной выше программе тен-
зометрировалось и анализировалось напряженное состояние ме-
тодом фотоупругости. Число циклов до начала трещинообразова-
ния или до разрушения определялось по методу возникновения
течи в сосуде..
77
кгс/мм*
Рис. 2.24. Результаты усталостных испытаний сосудов ис-
следовательского комитета (PVRS) по сосудам давления [38]:
1 — расчетная кривая по стандарту ASME
Другая обширная серия испытаний сосудов диаметром 500 мм
и с толщиной стенки 25 мм при циклическом внутреннем давле-
нии была осуществлена Британской исследовательской ассоциа-
цией по вопросам сварки (BWRA).
Целью этих испытаний было определение сравнительной уста-
лостной прочности различных конструкций штуцеров. На рис. 2.25
по оси ординат отложены измеренные тензодатчиками окружные
напряжения на кромке внутренней поверхности сосуда, образо-
ванной пересечением штуцера и корпуса. В большинстве испы-
таний сосуд разрушался от этих напряжений. Экспериментальные
точки разрушений располагаются узкой полосой и хорошо согла-
суются с данными испытания гладких плоских образцов. Однако
в некоторых испытаниях, например, отмеченных знаком Д,
разрушения наблюдались по контуру укрепляющего элемента,
где напряжения были выше, чем на кромке, вследствие резкого
локального изменения профиля сечения около сварного шва.
Эксперименты PVPC и BWPA
показали, что расчетная кривая
ASTM дает надежные результаты,
так как максимальные пиковые
Рис. 2.25. Кривые усталостных испытаний
сосудов [34]:
сплошная линия — расчетная кривая по
стандарту ASME
напряжения при испытаниях сосудов определялись в опасных
зонах и с достаточной достоверностью.
Испытания также показали, что коэффициенты запаса проч-
ности, равные двум по напряжениям и двадцати по числу циклов,
не являются чрезмерными и что при снижении указанных запасов
нет оснований рассчитывать на надежную работу сосудов давле-
ния в течение расчетных сроков службы. Коэффициенты запаса
прочности необходимы для того, чтобы компенсировать разницу
между фактическими условиями р’аботы сосудов и результатами
испытаний образцов в лабораторных условиях, включая невыяв-
ленные дефекты в штатных сосудах. Необходимо отметить, что,
хотя все испытанные сосуды были изготовлены по обычной техно-
логии, большинство разрушений определялось конфигурацией
узла приварки штуцеров и не было следствием небольших дефек-
тов, не выявленных дефектоскопической аппаратурой.
2.10. Расчет на усталость
Изложенные в этой главе принципы нашли практическое ис-
пользование в двух частях стандарта ASME по котлам и сосудам
давления [35, 36], а также запланировано их использование
в стандарте по сосудам для ядерных реакторов TC-85/SC-3/WG-6,
подготовленном Международной организацией по стандартам (ISO).
Основой для расчетной методики является принцип деформа-
ционного эквивалента, согласно которому предполагается, что
если первичные и вторичные напряжения (суммарно) соответ-
ствуют пределам предотвращения прогрессирующего поврежде-
ния или ускоренного разрушения, то рассчитанные в предполо-
жении упругого поведения материала напряжения являются
мерой усталостного повреждения. Для различных моментов вре-
мени при циклическом нагружении в любой исследуемой точке
рассчитываются три главных напряжения ах, сг2, о3. Затем опре-
деляется наибольшая из трех разностей главных напряжений
(ох—о2); (о2—о3); (о3—ох) в течение цикла. Половина наиболь-
шей разности будет амплитудой эквивалентных напряжений,
которую сравнивают с расчетной усталостной кривой. Для слу-
чаев, когда направления главных напряжений в течение цикла
изменяются, в параграфе N-415.2 части III стандарта ASME
(издания 1968 г.) дается более общий метод расчета.
Расчетная кривая усталости строится по результатам усталост-
ных испытаний с заданной деформацией за цикл (при жестком
режиме нагружения), поэтому для получения условного или фик-
тивного напряжения, которое можно сравнить с расчетным напря-
жением, амплитуда деформации умножается на модуль нормаль-
ной упругости. Расчетные кривые усталости включают коэффи-
циент запаса прочности, который компенсирует неучтенное влия-
ние состояния поверхности и внешней среды, масштабный фактор
и разброс данных. По стандарту ASME коэффициент запаса проч-
' 79
туда напряжения; 1 — сталь с пределом
прочности < 56 кгс/мм2; 2 — сталь с пре-
делом прочности 91 кгс/мм2
1 — аустенитная нержавеющая сталь,
сплавы инконель и монель; 2 — высоко-
прочная крепежная сталь [35 ]
ности по напряжениям равен 2 и по числу циклов — 20. Этот
коэффициент не учитывает влияние специфических коррозион-
ных сред, облучения или весьма большой средней деформации,
которая возможна, если не предотвращено накапливание повре-
ждения (т. е. односторонней пластической деформации).
На рис. 2.26 приведена расчетная кривая ASME для углеро-
дистой стали с пределом прочности до 93 кгс/мм2, а на рис. 2.27—
для аустенитной нержавеющей стали и сплавов инконель и монель,
а также для высокопрочной крепежной стали. Для последних
усталостных кривых вместо обычных значений коэффициентов
запаса прочности по напряжениям 2 и по числу циклов 20 при-
няты величины 1,5 и 5,7 соответственно, поскольку эти усталост-
ные кривые построены [37] по результатам испытаний натурных
шпилек диаметром до 127 мм, поэтому экспериментальные данные
рассматриваются как вполне надежные для практического исполь-
зования.
Область применения расчетных усталостных кривых ограни-
чивается максимальной температурой 700° С для углеродистой
и низколегированной стали и 800° С для остальных материалов.
В этих ограниченных областях влияние повышенной температуры
учитывается использованием температурных зависимостей модуля
нормальной упругости и соответствующей корректировкой рас-
четных напряжений. При определении допустимого числа циклов
откорректированное по модулю упругости напряжение сравни-
вается с расчетной кривой.
Долговечности суммируются с использованием линейного
закона накопления повреждений (см. § 2.8). Выбор допустимого
коэффициента суммирования, равного 1Д основан на том, что
расчетные усталостные кривые построены с соответствующими
коэффициентами запаса прочности.
В стандарте ASME учитывается, что многие сосуды давления
при эксплуатации не подвергаются действию существенных
циклических нагрузок. В этих случаях расчет на усталость с уста-
90
новлением всех факторов, снижающих усталостную прочность,
выполнять не нужно. Поэтому в параграфе N-415.1, части III
стандарта установлены предельные величины и суммарное число
циклов изменения давления и термических циклов, ниже которых
детальные расчеты на усталость не требуются. Конструктор должен
располагать точными сведениями о возможных при эксплуата-
ции колебаниях давления и разности температур в различных
точках сосуда с тем, чтобы установить, следует ли определять
коэффициенты концентрации напряжений или рассчитывать ин-
тервал циклических термических напряжений.
В разделе 2 части VIII стандарта ASME «Временно действую-
щие правила по сосудам давления» приводятся те же нормы рас-
чета на усталость, что и в части III «Сосуды для ядерных реак-
торов». Кроме того, в части VIII даны более простые и более кон-
сервативные нормы применительно к сосудам, изготовленным из
материалов с минимальным пределом прочности при комнатной
температуре не более 56 кгс/мм2. Для типичных частей сосуда
расчет на усталость необязателен, если суммарное количество
циклов следующих четырех типов не превосходит 1000.
1. Предполагаемое количество пусков-остановов.
2. Предполагаемое количество пусков с изменением давления
свыше 20% расчетного.
3. Эффективное количество изменений разности температур
металла между любыми двумя точками, расположенными одна
от другой на расстоянии менее чем 2 VRt, где 7? и I — средний
радиус и толщина стенки соответственно сосуда, штуцера или
другой детали. Эффективное изменение определяется умножением
предполагаемой разности температуры металла на коэффициент,
приведенный ниже.
Разность температур металла, °C Коэффициент Разность температур металла, °C Коэффициент
28 0 140—194 * 8
29—55 1 195-250 12
56—83 2 250 20
84—139 4
4. Для деталей, имеющих сварные соединения элементов со
средними коэффициентами термического расширения 04 и а2,
изменение рабочей температуры на АТ, если произведение
(04—а2) АТ превышает определенную величину. Эти детали
считаются непригодными для плакирования.
Если конструктор допускает более высокое пиковое напряже-
ние, чем по рекомендованной выше расчетной методике или по
кривым на рис. 2.26—2.28, то должны быть получены результаты
соответствующих усталостных испытаний. Это допускается стан-
дартом ASME, в котором приводятся подробные правила по тре-
буемым соотношениям’ между условиями испытания й условиями
эксплуатации сосуда. Там же даются правила проведения уста-
Р. Никольр 81
лостных испытаний для определения эффективного коэффициента
снижения усталостной прочности (при наличии концентраторов
напряжений).
ЛИТЕРАТУРА
1. Gross, J. Н. (1964). ’PVRC Interpretive Report of Pressure Vessel Rese-
arch, Section 2: Materials Considerations’. Welding Research Council Bulletin
No. 101, November 1964.
2. Peterson, R. E. (1952). Brittle fracture and fatigue in machinery, in’ Fati-
gue and Fracture of Metals’. John Wiley, New York.
3. Coffin, L. F., Jr. (9156). An Investigation of Thermal Stress Fatigue as
Related to High-temperature Piping Flexibility. ASME Paper No. 56-A-178,
presented at the ASME Annual Meeting, November 1956.
4. Gross, J. H., Tsand, S. and Stout, R. D. (1953). Factors affecting resi-
stance of pressure vessel steels to repeated overloading. Weld. J. Res. Suppl.
32 (1), 23-S-30-S.
5. Dubuc, J., Vanasse, J. R., Biron, A. and Bazergui, A. (1969). Effect
of Mean Stress and of Mean Strain in Low-cycle Fatigue of A-517 and A-201 Steels.
ASME Paper No. 69-PVP-l, presented at Metals Engng. and PVP Conference,
April 1969.
6. Sachs, G., Gerberich, W. W., Weiss, V. and Latorre, J. V. (1960). Low-
cycle fatigue of pressure-vessel materials. ASTM Proc. 60, 512—29.
7. Sessler, J. G. and Weiss, V. (1962). Low Cycle Fatigue Damage in Pres-
sure Vessel Materials. ASME Paper No. 62-WA-233, contributed by the Metals
Engineering Division for presentation at the Winter Annual Meeting of the ASME,
New York, November 25—30, 1962.
8. Findley, W. N., Mathur, P. N., Szczepanski, E. and Temel, A. O. (1961).
Energy versus stress theories for combined stress — a fatigue experiment using
a rotating disk. J. Basic Eng. 83 (1), March, 10—14.
9. Ives, K. D., Kooistra, L. F. and Tucker, J. T., Jr. (1966). Equibiaxial
lowcycle fatigue properties of typical pressure-vessel steels. J. Basic. Eng. 88 (2),
745—54.
10. Peterson, R. E. (1953). ’Stress Concentration Design Factors’. John
Wiley, New York.
11. Snow, A. L., Langer, B. F. and Gibbons, W. G. (1967). Low-cycle Fatigue
Strength of Notched Ni-Cr-Fe Alloy 600 and Low-alloy Steel. Westinghouse Bettis
Report No. WAPD-T-2093,-September 1967.
12. Peterson, R. E. (1959). Analytical Approach to Stress Concentration in
Fatigue of Aircraft Materials. Proceedings of WADC Symposium ’Fatigue of Air-
craft Structures’, WADC-TR-59-507, p. 273, August 1959.
13. O’Donnell, W. J. and Purdy, С. M. (1964). The fatigue strength of mem-
bers containing cracks. J. Basic Eng. 86 (2), Series B, 205—213.’
14. Peterson, R. E. (1959). Notch sensitivity, in ’Metal Fatigue’ (Sines,
G. and Waisman, J. L. eds). McGraw-Hill, New York.
15. Kuhn, P. and Hardrath, H. F. (1952). An Engineering Method for Esti-
mating Notch-size Effect in Fatigue Tests on Steel. NACA-TN-2805, October 1952.
16. Krempl, E. (1967). Low-cycle Fatigue Strength Reduction in Notched
Plates. GEAP-5410, AEC Res. and Dev. Report, January 1967.
17. Hickerson, J. P., Pense, A. W. and Stout, R. D. (1968). The influence
of notches on the fatigue resistance of pressure vessel steels. Weld. J. Res. Sapp.,
February 1968, 63-s-71-s.
18. Pickett, A. G. and Grigory, S. C. (1967). Prediction of the low cycle fatigue
life of pressure vessels. J. Basic. Eng. 89 (4), Series D, 858—70.
19. Haigh, В. P., (1929—30). The relative safety of mild and high-tensile
alloy steels under alternating and pulsating stresses. Proc. inst. Automobile Engrs
24, 320-62.
20. Paris, P. C. and Erdogan, F. (1963). A critical analysis of crack propa-
gation laws. J. Basic Eng. 85 (2), 528—34»
82
21. Rolfe, S. T. and Munse, W. H. (1963). Fatigue crack propagation in not.
ched mild steel plates. Weld. J. Res. Supp., June 1963, 252-s—260-s.
22. Frost, N. E. and Dugdale, D. S. (1959). The propagation of fatigue cracks
in sheet specimens. J. Meeh. Phys. Solids 6, 92—110.
23. Frost, N. E. (1959). A relation between the critical alternating propaga-
tion stress and crack length for mild steel. Proc. Inst. Meeh. Engrs 173 (35), 811—
QZ?
24. Peterson, R. E. (1965). Design Relations for Low Cycle Notch Effect
and a Chart of Conditions for Crack Propagation. Westinghouse Research Report
No. 65-1D7-MEMTL-PI, August 20, 1965.
25. Paris, P. C. (1964). The fracture mechanics approach to fatigue, in" Fati-
gue — An Interdisciplinary Approach’. Proceedings of the 10th Sagamore Army
Materials Research Conference, Syracuse University Press.
26. Bates, R. C. and Clark, W. G., Jr. (1968). Fractography and Fracture
Mechanics. Westinghouse Research Lab. Sci. Paper No. 68-1D7-RDAFC-P1, Sep-
tember 4, 1968.
27. Paris, P. C. and Sih, G. (1965). Stress Analysis of Cracks. ASTM Special
Technical Publication No. 381.
28. Manson, S. S. (1964). Interpretative report on cumulative fatigue damage
in the low cycle range. Weld. J. Res. Supp., August 1964, 344-s—352-s.
29. Kooistra, L. F. (1957). Effect of plastic fatigue on pressure vessel mate-
rials and design. Weld. J. Res. Supp. 36 (3), 120-s—130-s.
30. Dubuc, J. and Welter, G. (1956). Investigation of static and fatigue resi-
stance of model pressure vessels. Weld. J. Res. Supp. 35 (7), 329-s—337-s.
31. Welter, G. and Dubuc, J. (1962). Fatigue resistance of simulated nozzles
in model pressure vessels. Weld. J. Res. Supp. 36 (6), 271-s—374-s.
32. Kooistra, L. F. and Lemcoe, M. M. (1962). Low cycle fatigue research on
full size pressure vessels. Weld. J. Res. Supp. 297-s—306-s.
33. Pickett, A. G. and Grigory, S. C. (1968). Cyclic Pressure Tests of Full-
size Pressure Vessels. Welding Research Council Bulletin No. 135, November,
1968.
34. Lane, P. H. R. and Rose, R. T. (1961). Comparative performance of pres-
sure vessel nozzles under pulsating pressure. Proc. Inst. Wech. Engrs. 175.
35. ASME Boiler and Pressure Vessel Code, Section III—Nuclear Vessels
(1968 edition).
36. ASME Boiler and Pressure Vessel Code, Section VIII, Division 2 — Alter-
native Rules for Pressure Vessels (1968 edition).
37. Snow, A. L. and Langer, B. F. (1967). Low-cycle fatigue of large dia-
meter bolts. J. Eng. Ind. 89(1), Series B, 53—61.
38. Criteria of the ASME Boiler and Pressure Vessel Code for Design by Ana-
lysis (1969). American Society of Mechanical Engineers, New York.
In addition to the above referencec, a considerable amount of the material
^contained in Chapter 2 may be found in greater detail in the following references,
which have not been specifically cited.
39. Langer, B. F. (1958). Design values for thermal stress in ductile materials.
Weld. J. Res. Supp., September 1958, 411-s—417-s.
40. Langer, B. F. (1962). Design of pressure vessels for low-cycle fatigue.
Basic. Eng. 84 (3), Series D, 389—402.
41. Langer, B. F. and Harding, W. L. (1964). Material requirements for long-
life pressure vessels, J. Eng. Power 86 (4), 403—10.
42. Langer, B. F. (1965). The Use of Materials Properties by the Reactor
Vessel Designer. ASTM Special Technical Publication No. 380, 418—28.
6*
Г лава 3
ПОЛЗУЧЕСТЬ И СОВМЕСТНОЕ ДЕЙСТВИЕ
ПОЛЗУЧЕСТИ И УСТАЛОСТИ
Обозначения
А, А', В, В', С, s — независимые постоянные
D — независимая постоянная, параметр
пластичности или повреждаемости
Dt — повреждаемость, накопленная до ста-
дии установившегося распределения
напряжений
Ds — то же, на установившейся стадии пол-
зучести (при постоянных напряжениях)
Е — модуль Юнга
k — теоретический коэффициент концентра-
ции напряжений в упругой области
Кс — коэффициент снижения долговечности
при ползучести
Ко — коэффициент концентрации напряжений
Кг — то же, деформаций
ks — коэффициент концентрации напряже-
ний при стационарной ползучести
kt — то же, по упругому расчету
Nf, Nf — число циклов до разрушения соответ-
ственно без выдержки и с выдержкой
при экстремальной нагрузке
R. — показатель релаксации
т — индекс времени в уравнении ползу-
чести
п — то же, напряжения
t — время
tr — время до разрушения
ts — время установившейся стадии пол-
зучести
а, р, v, б — независимые постоянные
81, е2, е3 — главные деформации ползучести
гс — деформация ползучести (в инженерном
аспекте)
8а и 8Л — то же, в осевом и окружном направле-
ниях
8/ — полная деформация (ползучесть +
+ пластическая + упругая)
8Р — пластическая деформация
84
8* — эквивалентная деформация по теории
Мизеса
ег — интенсивность деформации ползучести
st — деформация ползучести, накопленная
до стадии установившегося распреде-
ления напряжений
8S — тр же, на установившейся стадии пол-
зучести
ес — скорость ползучести
81, е2, е3 — главные скорости ползучести
8* — эквивалентная скорость ползучести
по теории Мизеса
8Г — интенсивность скоростей ползучести
ес — истинная деформация ползучести
еа и eh — то же, в осевом и окружном направле-
ниях
ес — истинная скорость ползучести
еа и — то же, в осевом и окружном направле-
ниях
о — напряжение
ai, а2, а3 — главные напряжения
odl, ads — девиаторы главных напряжений
od — расчетное напряжение
ah — окружное напряжение
Oi, о'( — исходное локальное напряжение в точке
О;, cf'i, at — локальные напряжения
ат — мембранное напряжение
о0 — то же, при расчетном давлении
аг — напряжение при длительном разруше-
нии
as, Os — установившееся локальное напряжение
о„ — напряжение в образце при одноосном
напряженном состоянии
ouit — предел прочности
aff — предел текучести
, о* — эквивалентное напряжение по -теории
Мизеса
оТ — интенсивность напряжений
3.1. Основы расчетов при высокой температуре
В национальных и международных расчетных стандартах для
наибольших . допускаемых напряжений в мембранных частях
СосУДов имеются лишь практические рекомендации, которые,
Как правило, представлены в табулированной форме в виде мак-
симальных допускаемых напряжений и температур для каждого
85
материала. Эти данные, основанные на предполагаемом длитель-
ном пребывании материала в условиях ползучести, дают возмож-
ность выбрать наименьшую из двух характеристик: предел дли-
тельной прочности за 100 000 ч с соответствующим коэффициентом
запаса прочности или напряжение, создающее деформацию
в 1% за 100 000 ч. Поскольку испытаний на ползучесть при напря-
жениях, близких к рабочим с длительностью до 100 000 ч, практи-
чески нет, высокотемпературные характеристики обычно находят
экстраполяцией данных кратковременных испытаний при более
высоких температурах и напряжениях.
Эти расчетные характеристики можно использовать только для
определения минимальной толщины стенки мембранной части
сосудов, ниже которой вообще не должна была бы обеспечиваться
надежность конструкции. В свою очередь нет также оснований
считать, что сосуд с минимальной толщиной стенки должен не-
пременно быть надежным.
Рекомендации стандартов по расчетным напряжениям не учи-
тывают особенности работы сварных швов и возможность концен-
трации напряжений в локальных зонах с резким изменением
конфигурации, таких, как переходные детали, узлы приварки
штуцеров, опоры и т. п. Более того, выбор расчетного срока
службы 100000 ч в предположении работы сосуда в течение
всего периода при постоянных давлении и температуре в значи-
тельной степени произволен. Наиболее близко этому идеальному
случают соответствуют ядерные энергетические установки, ко-
торые обычно предназначены для стационарной выработки элек-
троэнергии в базовом режиме со сроком эксплуатации 200 000 ч.
К сосудам тепловых электростанций и некоторых ядерных уста-
новок в настоящее время предъявляется требование надежности
в условиях циклического нагружения с базой 5000—10 000 цик-
лов за срок службы.
Независимо от того, обусловлено это стандартами или нет,
главная обязанность конструктора не только гарантировать
надежность сосуда в условиях предполагаемого в эксплуатации
режима нагружения, но и обеспечить удовлетворительную его
работоспособность (без образования трещин и разрушений) в те-
чение расчетного срока службы. Кроме того, конструктор должен
создать наиболее экономичный сосуд, удовлетворяющий требова-
ниям заказчика с соответствующей степенью надежности.
Ясно, что при изготовлении подобного сосуда потребуется
более рациональное использование дорогих материалов,’ приме-
няемых для высокотемпературной службы, при этом должны при-
ниматься во внимание стоимость производства металла, изготов-
ления сосуда и даже стоимость расчетов.
При расчете необходимо рассмотреть три главных фактора:
действующие в сосуде нагрузки; от собственного веса сосуда,
а также местные напряжения вследствие реакции опор и соеди-
ненных с сосудом систем трубопроводов. Для сосудов определен-
86
ного назначения может оказаться необходимым оценить уровень
эксплуатационных вибрационных нагрузок. Для высокотемпера-
турных сосудов особое значение имеют термические напряжения.
В частности, для сосудов, предназначенных для работы в усло-
виях циклических нагрузок, нестационарные термические напря-
жения переходных процессов и при пусках-остановах во многих
случаях могут оказаться основными (расчетными).
После установления режима нагружения сосуда необходимо
определить возникающие в конструкции напряжения и деформа-
ции. Обычно с точки зрения надежности установки критическими
являются зоны сосуда, связанные с резкими изменениями формы,
в которых по упругому расчету возникают высокие местные на-
пряжения. Однако участок сосуда, где концентрации напряжений
наиболее высокая, не обязательно будет иметь неблагоприятные
условия ползучести вследствие процесса релаксации напряжений,
степень которой определяется локальной формой участка. Более
того, низкие напряжения, например, в зоне сварного шва могут
дать более опасные эффекты повреждаемости, чем высокие напря-
жения в основном металле.
После того как материал для сосуда выбран, необходимо со-
поставить уровень напряжений и деформаций в опасной зоне со-
суда с характеристиками разрушения материала с тем, чтобы рас-
считать долговечность сосуда. Поскольку свойства металла опре-
деляются по результатам испытаний при одноосных напряжениях,
необходимо принимать во внимание сложнонапряженное состоя-
ние в реальном сосуде и, кроме того, учитывать изменение напря-
жений во времени. Далее следует оценить влияние циклической
напряженности на условия работы основного металла и сварных
соединений. Если сосуд должен работать в коррозионных усло-
виях, нужно принять во внимание возможное снижение характе-
ристик ползучести и усталости металла.
В ряде случаев выбор материала диктуется соответствующими
стандартами или нормами конструирования. Чаще, однако, кон-
структор имеет значительный опыт и кругозор, поэтому важно
еще раз обратить внимание на то, чтобы материал не выбирался
только на базе расчетных напряжений по стандарту. Видимое
Удешевление сосуда вследствие применения высокопрочных ма-
териалов и уменьшения толщины стенок в его цилиндрической
основной части при более тщательном анализе может оказаться
неоправданным. В сосудах давления нередко пластичность металла
более важна, чем его прочность.
Если конструктор может оценить работоспособность конструк-
ции в условиях ползучести, перед ним возникает проблема выбора
соотношений и формул, пригодных для расчета укрепления от-
верстий, для оценки факторов, снижающих прочность концевых
зон сосуда, для расчета опор и т. п.
Кроме того, конструктор должен иметь методику расчета со-
судов, предназначенных для работы при высокой температуре,
87
по возможности не более сложную, чем методика расчета низко-
температурных сосудов.
Из-за недостатка фундаментальных разработок по работо-
способности деталей при высокой температуре необходимо воспол-
нить этот пробел, что потребует многих лет. Однако уже сейчас
имеется значительное количество информации, при надлежащем
использовании которой можно исключить значительную долю
эмпиризма из расчетов на ползучесть. Сомнительно, что конструк-
тор будет искать в литературе исчерпывающий ответ на любой
вопрос, но он должен найти достаточно сведений, чтобы иметь
прочную базу для их интуитивного использования в расчетах
реальных .сосудов.
При анализе информации конструктор должен проявлять
большую осторожность, с тем чтобы результаты конкретных
исследований не были использованы йак общие положения.
В вопросах деформирования и разрушения при ползучести нельзя
делать заключения об универсальной применимости полученных
данных, .поскольку не существует двух различных материалов
с абсолютно идентичным поведением при высоких температурах.
Более того, многие результаты экспериментального и теорети-
ческого анализов напряжений непосредственно применимы
только к определенным конкретным или близким к ним условиям.
Рассмотрим главным образом некоторые фундаментальные
положения теории деформирования и разрушения материала при
высоких температурах с обоснованием принятых допущений.
С одной стороны, это поможет конструктору выбрать надлежащие
методы расчета деталей, а с другой — определить, насколько
близки данные конкретные условия к соответствующему закону
поведения материала, с тем чтобы найти ограничения при практи-
ческом использовании той йли иной теории.
Вначале рассмотрим сравнительно простой случай, когда со-
суд нагревается до рабочей температуры, к нему прикладывается
система нагрузок и в дальнейшем как температура, так и нагрузка
сохраняются постоянными в течение всего срока службы. Оче-
видно, что этот случай соответствует фундаментальному положе-
нию, заложенному в расчетных стандартах, когда сосуд рассчи-
тывается по схеме с постоянной температурой. Более того, с по-
мощью программ для электронно-вычислительных машин пред-
ставляется возможным рассчитать напряжения и деформации
в локальных высоконапряженных зонах многих деталей сосудов
давления и найти влияние наиболее важных факторов. Распола-
гая данными расчета и зная свойства металла при высокотемпера-
турной длительной ползучести, можно рассчитать долговечность
сосуда.
В действительности же в течение срока эксплуатации сосуд
испытывает многочисленные колебания температуры и давления.
Вмэтом случае, прежде чем получить основу для машинного счета,
требуется провести еще много исследований.
88
3.2. Поведение материалов при высокой температуре
3.2.1. Ползучесть. Ползучесть — это зависящее от времени
явление, имеющее существенное значение при достаточно высо-
кой температуре. Скорость деформации материала под напряже-
нием обусловлена процессами, происходящими в кристаллической
решетке и по границам зерен. Точный механизм ползучести и влия-
ние структурных факторов составляют предмет постоянных иссле-
дований в области физического металловедения.
Для конструктора сосудов давления, в противоположность
металлургам и технологам-сварщикам, наиболее важным является
внешнее проявление процессов, определяющих скорость ползу-
чести, а не их причины. Металловедческие аспекты ползучести
рассмотрены Финки и Хеллером [1], Маклином [2], Кеннеди [3],
Гарофало [4] и Гемилла 15].
Тем не менее каждый конструктор должен иметь четкое пред-
ставление о наиболее важных факторах ползучести с тем, чтобы
оценить достоверность и адэкватность характеристик материала,
используемых в расчетах. Вполне очевидно, что различие пове-
дения материала' в конструкции сосуда и при испытании образцов
может привести к .существенному различию характеристик пол-
зучести и длительной прочности.
Различия химического состава одной и той же стали от плавки
к плавке являются серьезным и важным, но далеко не единствен-
ным источником расхождений свойств материала. Так как поведе-
ние материала при ползучести определяется его структурой и раз-
мером зерна, важное значение имеет точный режим термической об-
работки. Весьма значительные изменения скорости ползучести воз-
можны у материалов с неравномерной или нестабильной структурой.
Большое значение имеет также предыстория деформации,
в результате чего свойства материала изготовленного сосуда мо-
гут существенно отличаться от свойств того же материала в исход-
ном состоянии, найденном по испытаниям образцов. В некоторые
сталях происходят изменения структуры и фазового состава, ско-
рость которых зависит от уровня напряжений и времени пребы-
вания при высокой температуре, что не позволяет экстраполи-
ровать результаты ускоренных кратковременных испытаний для
Использования их на расчетный срок службы.
Наконец, температура сама по себе весьма важный фактор.
Так как ползучесть есть процесс термически активируемый, то
его температурная зависимость выражается экспоненциальной
Функцией. Поэтому в тех случаях, когда испытания проводятся
при- температурах, значительно превышающих рабочие, неболь-
шие отклонения температуры испытания могут существенно изме-
нить скорость ползучести и время до разрушения. Более того, при
температуре испытания возможны структурные изменения, кото-
рые не характерны для рабочей температуры, и это делает неприем-
Лемой экстраполяцию экспериментальных данных.
89
Рис. 3.1. Типичные кривые ползуче-
сти «деформация — время» для стан-
дартных испытаний при постоянной
нагрузке:
I — первая стадия; II — вторая стадия;
III — третья стадия
Учитывая тот факт, что мно-
гие машины для испытания на
ползучесть, особенно старых ти-
пов, дают погрешности напря-
жения, связанные с конструктивными особенностями рычажного
нагружающего механизма, не удивительно, что эксперименталь-
ные данные для номинально идентичных сталей имеют значитель-
ный разброс. До тех пор, пока количественно влияние всех этих
переменных полностью не установлено, конструктору следует
использовать данные только тех испытаний, условия которых
наиболее приближаются к предполагаемым реальным условиям
по химическому составу материала, термической обработке, раз-
меру зерна и т. д. Не следует использовать результаты испытаний,
проведенных при напряжениях и температурах, существенно
отличающихся от рабочих условий сосуда.
Свойства многих сталей при повышенных температурах см.
в работах [6—14].
3.2.2. Деформация ползучести. Типичные кривые ползучести
в координатах деформация — время при постоянной температуре
показаны на рис. 3.1. На кривых ползучести обычно различают
три стадии процесса ползучести.
Первая, или начальная, характеризуется уменьшающейся
скоростью ползучести, которая в конце этой стадии достигает
некоторого установившегося значения; вторая, или установив-
шаяся, характеризуется постоянной скоростью деформации, а
третья — быстро увеличивающейся скоростью ползучести, за-
канчивающаяся разрушением образца.
Пластичный материал имеет-относительно высокую деформа-
цию, накопленную на установившейся стадии, в сочетании с су-
щественным удлинением на третьей стадии; суммарная деформа-
ция при разрушении может достигать 50% и более. У хрупких
материалов обычно третья стадия ползучести выражена слабо:
удлинение при разрушении составляет 2—3% и менее. Важно
заметить, что материал, показывающий высокую пластичность
при ускоренных испытаниях, может быть хрупким при температу-
рах и напряжениях, соответствующих рабочим условиям.
Существенная особенность испытаний на ползучесть, нередко
имеющая важное значение при аналитических расчетах напряже-
ний, заключается в том, что они проводятся при постоянной на-
грузке, а не при постоянном напряжении. Удлинение образца со-
провождается уменьшением его площади сечения, поэтому в ходе
90
испытания увеличиваются напряжения по сравнению с началь-
ными. На третьей стадии ползучести ошибка становится весьма
большой, особенно для пластичных материалов, образующих
шейку. Тем не менее даже при специальных испытаниях с постоян-
ными напряжениями вследствие соответствующей корректировки
величины приложенной нагрузки возникает третья стадия пол-
зучести с увеличивающейся скоростью ползучести перед разруше-
нием. Происходит это потому, что материал интенсивно разупроч-
няется из-за образования пустот или трещин до тех пор, пока не
исчерпывается его способность выдерживать приложенное напря-
жение. Можно ожидать, что материал с высокой пластичностью
при испытаниях с постоянной нагрузкой будет иметь более вы-
сокую долговечность в условиях ползучести с соответствующими
постоянными напряжениями [4, 15, 161.
Для того чтобы рассчитать напряжения и деформации в кон-
струкциях при высокой температуре, необходимо использовать
кривые деформирования, полученные в результате испытаний
в условиях одноосного напряженного состояния. Некоторые
программы для электронно-вычислительных машин позволяют
получить полные кривые ползучести. Однако для максимального
упрощения расчетов более целесообразно описывать поведение
материала при ползучести математическими формулами.
Кеннеди [3] и Гемилла [5] дают обзор многочисленных попы-
ток описания функциональной связи между основными параме-
трами процесса ползучести: деформацией, напряжением, време-
нем и температурой. Значительная часть работ посвящена фено-
менологическому описанию закономерностей ползучести и физи-
ческим представлениям о механизме этого явления. Большинство
предложенных формул весьма сложные, поскольку процесс
ползучести определяется многими факторами.
Инженеру же необходимо иметь простое аналитическое выра-
жение, с помощью которого можно приближенно рассчитать де-
таль сложной формы. Поскольку простые выражения пригодны
для описания процесса ползучести только в ограниченном диапа-
зоне изменения параметров, в первую очередь необходимо выбрать
надлежащую формулу и затем установить соответствующую ме-
тодику теоретического расчета напряжений с использованием
выбранной формулы применительно к условиям работы проекти-
руемого сосуда.
Одной из наиболее ранних, но широко используемых в настоя-
щее время является Степенная зависимость между скоростью
Деформаций и напряжением при ползучести
8с = Д'а". (3.1)
В выражении (3.1) предполагается, что вся деформация на-
капливается на второй, установившейся стадии ползучести, а
Деформация на первой (неустановившейся) и на третьей (ускорен-
ной) стадиях в расчете не учитывается.
' 91
Для расчетов на первой стадии ползучести часто используют
уравнение1 *
Ec=Aantm. (3.2)
Это выражение [17, 18] описывает монотонно снижающуюся
во времени скорость ползучести, так как показатель т всегда
меньше единицы. Следовательно, оно неприменимо к материалам,
у которых в процессе ползучести устанавливается весьма длитель-
ная стадия с постоянной скоростью деформации, а также непри-
годно для описания поведения материала на третьей стадии пол-
зучести.
Эти недостатки исключены в предложенных более общих вы-
ражениях. В частности, Грэхем и Уоллес [19] показали, что для
многих материалов процесс ползучести описывается формулой
гс = Аса№3 * +Befit+Do6) t3. (3.3)
Подобные выражения трудно поддаются экспериментальному
обоснованию, поэтому значения определенных опытным путем
коэффициентов зачастую не внушают доверия. Кроме того, такие
формулы сложны даже при расчетах напряжений в деталях про-
стейшей формы.
Формулы (3.1) и (3.2) — степенные функции скорости ползу-
чести от напряжения. В большинстве случаев при аналитических
расчетах деталей принимают достаточно высокие значения пока-
зателя п, который в зависимости от материала и температуры
изменяется в интервале 4—8. Этот интервал установлен по ре-
зультатам одноосных испытаний при сравнительно высоком уровне
напряжений, однако получено достаточно данных, свидетельствую-
щих о том, что при напряжениях, наблюдаемых в реальных усло-
виях (на электростанциях), показатель п снижается до значений,
меньших 2. Более того, в работах по физической природе ползу-
чести утверждается, что при низких напряжениях преобладает
диффузионная ползучесть и показатель степени п = 1.
Это положение приобретает особую важность в тех случаях,
когда необходимо установить степень релаксации напряжений
вследствие ползучести на участках конструкции с резкими изме-
нениями геометрической формы. При высоких значениях показа-
теля и будет наблюдаться существенная релаксация напряжений,
тогда как при п = 1 релаксации практически нет. Для получения
более точного соотношения между скоростью ползучести и на-
пряжением в некоторых случаях член о" заменяют на sin h (о/s),
хотя при этом расчет усложняется.
1 Здесь и далее ее используется для обозначения технической деформации
ползучести, а не истинной. На практике в сосудах давления диапазон деформаций
ограничивается 2—3%, поэтому нет необходимости учитывать различие между
этими двумя определениями деформации.
92
Выражения (3.1) и (3.2) переписываются в виде
е,с = В' sin h (о/s);
гс — В' sin h (a/stm).
Таким образом, в общей формуле для расчета напряжений и
ееформаций в деталях, находящихся в условиях ползучести,
результаты испытаний при одноосном напряженном состоянии
можно выразить в виде
(®) ft У).
Соотношения подобного вида обычно достаточно хорошо опи-
сывают экспериментальные данные, за исключением третьей,
ускоренной стадии ползучести. Кроме того, при использовании
' этих соотношений отпадает необходимость произвольно выбирать
показатель степени п и изменение скорости ползучести в зависи-
мости от времени. Однако при определении параметров двух функ-
ций одновременно необходимо располагать значительным экспе-
риментальным материалом по одноосной ползучести, и, кроме того,
для соотношений подобного вида весьма ограничено число при-
годных для использования программ электронно-вычислительных
машин.
3.2.3. Ползучесть при изменяющемся напряжении. В отличие
от теоретических сосудов (конечной сферы и бесконечного ци-
линдра) все реальные сосуды давления имеют локальные участки
с повышенным уровнем напряжений. В результате процесса пол-
зучести напряжение в детали перераспределяется, причем в зо-
нах с наиболее высоким начальным уровнем напряжений сни-
жается, а на участках с меньшим уровнем соответственно увели-
. чивается. Так как основные данные по материалам получены
> , в результате испытаний при постоянном напряжении (точнее,
при постоянной нагрузке), возникает необходимость установления
метода оценки влияния изменения напряжения на деформацию
материалов, без чего невозможно рассчитать напряжения, зави-
сящие от времени.
Наиболее просто предположить, что в произвольный момент
времени с начала приложения нагрузки к образцу или к детали
текущая скорость ползучести зависит от текущего напряжения.
В соответствии с этим, используя гипотезу старения, скорость
Ползучести
8с=ф1(а)ф2(0. (3.4)
Графическая интерпретация гипотезы старения показана на
Рис. 3.2. Если в момент времени t напряжение снижается "от
Да а2, скорость ползучести изменяется от ех до е2.
. Более правдоподобно и достаточно просто предположить, что
При данной деформации ползучести, накопленной с момента при-
ложения нагрузки к образцу или детали, текущая скорость пол-
93
Рис. 3.2. Графическая интерпретация ги-
потез старения и упрочнения для ползу-
чести при изменяющемся напряжении
зучести зависит от текущего на-
пряжения. В соответствии с ги-
потезой упрочнения выражение
для скорости ползучести в этом
случае будет
8С= Фз^фИеД
(3-5)
Согласно графической интерпретации этого уравнения, если
в данный момент времени напряжение снижается от до ст2, ско-
рость ползучести изменяется от ех до е3.
Экспериментальное доказательство этих выражений рассмот-
рено Финни и Хейлером [1], которые использовали результаты
опытов, полученные Дэвисом для меди [22], Джонсоном для хро-
момолибденовой стали [23], Охай и Марином [24]. Гипотеза
упрочнения, как правило, является более предпочтительной, чем
гипотеза старения, хотя во многих случаях оба соотношения дают
хорошее совпадение с экспериментом. Имеются, однако, и та-
кие случаи, когда ни одна из гипотез не соответствует эксперимен-
тальным данным.
Более сложные выражения для описания ползучести пред-
ложены Работновым [25, 26] и Таирой с сотрудниками [27, 28].
Согласно теории старения в формулировке Работнова предпола-
гается, что поведение материала в данный момент времени зави-
сит от относительной доли продолжительности испытания по
сравнению с временем до разрушения. Если до рассматриваемого
момента времени материал испытывался в течение времени tf при
напряжении аг, а время до разрушения при напряжении ог есть tr,
то текущая скорость ползучести в данный момент
8С = ф7 (о) Фе ( 2а“F7) • (3-6)
В работах Одинга [29], Армстронга [30], Уоррена [31] и
Кокрофта [32] указывалось на сложность этих соотношений.
В результате проведенного анализа Армстронг предложил урав-
нение нового типа, в котором состояние материала в данный мо-
мент времени зависит от его предыстории по деформации. Для
количественного выражения влияния этого фактора в расчетную
формулу вводится экспоненциальный член.
Следует отметить, что теоретический анализ ограничен воз-
можностями для выражения деформации материала при изменяю-
щемся напряжении и ни одна из них не имеет экспериментального
подтверждения на материалах, используемых для сосудов давле-
ния, при рабочих температурах и деформациях. В конструкциях,
94
испытывающих действие постоянной нагрузки при постоянной
температуре, характер закономерности поведения материалов при
ползучести, по-видимому, не должен оказывать существенного
влияния на перераспределение пиковых напряжений, возникаю-
щих при изменении геометрических факторов. Это было показано
Мариоттом и Лекки [33] для многочисленных моделей простой
формы, а также расчетами вращающихся дисков, проведенных
в ядерных лабораториях в Беркли [34]. Хотя, как и следовало
предполагать, выбор надлежащей закономерности, описывающей
поведение материала, и должен был бы повлиять на точность рас-
чета деформации, практика свидетельствует о том, что хорошее
совпадение расчетных и экспериментальных данных может быть
зачастую получено при использовании наиболее простой и менее
обоснованной гипотезы старения (см. § 3.3.3).
Для конструкций, работающих при режимах циклического
изменения нагрузки и температуры, подобные упрощенные ги-
потезы неприемлемы. В этих случаях теоретические положения,
относящиеся к поведению материала при изменяющемся напряже-
нии и изменяющейся температуре, могут при расчете напряжений и
деформации в деталях привести к большим ошибкам. Проблема
расчета сосудов, работающих в условиях цикличности нагрузок
и температур, рассматривается в § 3.6.8, где показано, что в не-
которых случаях могут быть использованы определенные прибли-
жения.
3.3. Напряжения и деформации в сосудах, работающих
при постоянной нагрузке и температуре
3.3.1. Расчет напряжений и деформаций, зависящих от времени.
В этом разделе будет рассмотрен следующий режим эксплуатации:
сосуд нагревается до заданной температуры, к нему приклады-
вается нагрузка, и затем в течение всего срока службы как на-
грузка, так и температура сохраняются постоянными. Такой ре-
жим слишком упрощен по сравнению с реальными условиями
эксплуатации, где в течение года установку многократно пускают
и останавливают. Даже в периоды стационарной работы при но-
минальных параметрах возможны некоторые колебания давления
и температуры благодаря действию внешних обстоятельств.
В частности, с напряжениями от внутреннего давления могут
суммироваться вибрационные напряжения, механически передаю-
щиеся от присоединенных к сосуду трубопроводов или возника-
Щие из-за пульсации потока внутри сосуда. Тем не менее для точ-
ного расчета влияния ползучести в деталях сложной формы при-
нятый выше режим работы при постоянных параметрах служит
основным исходным положением. Кроме того (см. раздел 3.5),
во многих случаях полученные для основного режима решения
могут быть распространены и для условий работы сосуда с коле-
баниями нагрузки и температуры.
95
Первоначальная система напряжений может быть рассчитана
По .теории упругости при условии, что перед нагружением в де-
тали отсутствуют остаточные напряжения и что не превышен
кратковременный предел текучести материала. В процессе пол-
зучести более напряженные участки конструкций имеют тенден-
цию к более интенсивному деформированию, чем остальные зоны.
Согласно условия^ равновесия и совместности деформаций высо-
кие напряжения начинают снижаться, повышая соответствующие
напряжения в областях, первоначально имевших более низкий
уровень напряженности. В конечном итоге в конструкции уста-
навливается новое устойчивое распределение напряжений, кото-
рое сохраняется практически неизменным до наступления третьей
стадии ползучести в наиболее напряженных зонах.
Следует отметить, что стандартные испытания материала на
релаксацию имеют весьма малое отношение к процессу перераспре-
деления напряжений в реальных конструкциях. Во время испыта-
ний при одноосном нагружении образец обычно выдерживается
при постоянной заданной осевой деформации и релаксация напря-
жений протекает относительно свободно. В реальной конструкции
степень снижения напряжения в более высоко напряженных зо-
нах в значительной мере зависит от геометрии и конструктивных
особенностей детали. В этом случае совместность деформаций и
условия равновесия имеют более важное значение, чем свойства
материала.
•Для определения'перераспределения напряжений в конструк-
ции и установления возникающих в результате этого деформаций
необходимо провести трудоемкие расчеты. Затруднения возникают
вследствие нелинейной зависимости между скоростью деформации
и напряжением, а также тем обстоятельством, что это соотноше-
ние может изменяться в зависимости от предварительного напря-
жения и предварительной деформации. Нелинейность приводит
ж необходимости использования методов, основанных на принципе
нелинейной суперпозиции или на концепции вязкоупругого по-
ведения материала. Ранние работы по ползучести в металлических
конструкциях относились к изделиям простой формы, таким, как
толстостенные трубы и гладкие диски [35—41]. Обзор методов
расчета сделан Джонсоном [42].
В настоящее время имеются программы электронно-вычисли-
тельных машин для ‘расчета осесимметричных конструкций,
нагруженных внутренним давлением и симметрично распределен-
ными внешними силами. Некоторые из этих программ основаны
н!а применении теории тонких оболочек для упругой области [43,^
44], другие используют принцип конечных элементов [45, 46]."
Программы последнего типа непригодны для расчета математи-
чески «тонких» деталей, но они применяются для определения
локальной концентрации напряжений около штуцерных соедине-
ний, опор и других подобных узлов сосуда. Для расчета несиммет-
ричных деталей могут использоваться аналитические решения,
96
разработанные для близких по конфигурации деталей осесиммет-
ричной формы. Строгие решения для несимметричных форм тех-
нически можно осуществить, используя принцип конечных эле-
ментов, хотя это требует большой затраты машинного времени
даже на современных быстродействующих машинах. Для более
ограниченного числа таких конструктивных форм, как, например,
неукрепленные отверстия в сферической оболочке, имеются спе-
циальные методы теоретического анализа [47].
3.3.2. Предположения о поведении материалов. Общими для
всех используемых методов расчета являются известные положе-
ния об изотропности, гомогенности (однородности) и постоянстве
объема материала.
Основная цель расчетов на ползучесть состоит в определении
ослабления, вызываемого геометрическими концентраторами на-
пряжения, и в определении тех изменений расчетной нагрузки,
которые необходимы для повышения надежности сосуда.
Любая степень анизотропии деформационного поведения ме-
териала не может серьезно повлиять на выводы, полученные
в результате аналитических расчетов. Одно из обоснований до-
пустимости анизотропии дается Финни и Хейллером [1 ], при этом
показана техническая возможность применения подобных мето-
дов в программах электронно-вычислительных машин, составлен-
ных для расчета деталей сложной формы. Однако в настоящее вре-
мя точный расчет изотропности не может быть технически оправ-
дан из-за высокой стоимости дополнительных испытаний. Анало-
гичные рассуждения относятся также и к допущению об однород-
ности материалов. Единственной областью, где негомогенность
имеет практически важное значение, являются зоны, смежные со
сварными швами (см. § 3.4.4).
Предположение о несжимаемости материала, т, е. о пласти-
ческом течении без изменения объема, заимствуется из ранее раз-
работанных теорий упругости и пластичности. Эксперименталь-
ное подтверждение этого постулата вытекает из тщательно кон-
тролируемых опытов по измерению изменения плотности образцов
в процессе ползучести [48, 49]. Установлено, что вплоть до на-
ступления третьей стадии ползучести изменения плотности мате-
риала незначительные и для аналитических расчетов напряжений
материал может характеризоваться как несжимаемый при коэффи-
циенте Пуассона в условиях ползучести, равном 0,5.
Закон течения, который обычно используется в расчетах на
ползучесть, — это интерпретация соотношений Прандтля—Рейсса
в пластической области:
ё1 — ё3 _ ё2 — е‘3 _ ё3 — Sj _ 1 / Зес (3
а2 — а2 а2 —— а3 а3 —• Oj 2a*
гДе эквивалентная скорость деформации
8с = (2/УТ)]/ (sj — 82)2+(е2 —ё3)2 + (е3 —ej2
? Р. Никольс 97
и эквивалентное напряжение
о* = (1IV2) V(аг — <т2)2 -I- (<та — о3)2 + (а3—с^)2.
Мгновенная скорость ползучести материала, определенная
в испытаниях при одноосном напряжении,
ёх = Af (а), (3.8)
где в общем случае А может быть функцией времени или пре-
дыстории нагружения.
Если предположить, что переход к сложнонапряженному
состоянию'можно сделать на базе октаэдрических напряжений и
деформаций,- то
ё*=Л/(о*). (3.9)
На данной стадии рассуждений предположим, что материал
не сжимается, а одинаково сопротивляется как при растяжении,
так и при сжатии и скорости деформации изменяются независимо
от гидростатического напряжения. Непосредственное сопоставле-
ние скоростей деформирования при растяжении и сжатии сделать
не удается ввиду трудностей проведения достаточно прецизион-
ных экспериментов. Рэтклифф и Гринвуд [48] показали, что для
ограниченного ряда материалов для первой и второй стадий пол-
зучести скорости деформации практически не зависят от гидроста-
тического напряжения.
Тогда, используя выражения (3.7) и (3.9), получаем
ёх — е2 _ ёа — ё3 _ ё3 — вх _ /3 Af (о*)
(Tj — СТ 2 Ga — <У3 <У3 — <Т1 2 G*
После несложных преобразований в сочетании с учетом не-
сжимаемости материала получаем обычную форму этого соотно-
шения, первоначально предложенную Зодербергом [50]:
• _/3 Af (а*)
81 — 2 а*
Odi-
(3.10)
Некоторые авторы применяют еще одну возможную форму
соотношения между деформацией при сложнонапряженном со-
стоянии и напряжением при одноосном напряженном состоянии.
Для этого выражение (3.7) переписывается в виде
— 82 82 — 8g 83 — 8j 87
' ^2 — П3 Q3 — &Т
а выражение (3.8) в виде
ет = Л71(аг),
где ет — наибольшая из разностей
Hi— «а I» |ёа— 1 и |е8— ё11
>
98
и 0Т — наибольшая из разностей
l^i —а2|. 1^2 — и |<т3—<*1|-
Таким образом, выражение (3.10) получает вид
81 = -^^-аЛ. (3.11)
Экспериментальные данные, приведенные Джонсоном [42,
51], подтверждают справедливость критерия октаэдрического
напряжения, кроме того, эта форма записи более удобна для при-
. менения электронно-вычислительных машин. Однако при практи-
ческом использовании имеется недостаточно оснований для пред-
почтения любой из двух теорий.
В случае системы двухосных напряжений, которая наиболее
характерна для сосудов давления, при расчете деформаций по
соотношениям (3.10) и (3.11), если два главных напряжения равны,
наблюдаются незначительные расхождения. При использовании
типичных данных по сталям для сосудов давления при ’близких
к эксплуатационному уровню температур и напряжений разли-
чия не превышают 20%.
Некоторые методы не учитывают начальную упругую дефор-
мацию и, следовательно, Могут давать удовлетворительные ре-
зультаты только в том случае, если накопленная в детали дефор-
мация ползучести во много раз превосходит ynpyryip. В других
методах, предполагающих, что свойства материала могут быть
пригодными для конкретного типа математической формулы, за-
частую пренебрегают зависимой от времени первичной ползу-
честью, и это может привести к серьезным ошибкам, если материал
в конструкции работает в условиях неустановившейся ползучести.
Некоторые методы ограничиваются расчетами по гипотезам ста-
рения и упрочнения при изменяющемся напряжении, что также
может привести к неточностям определения накопленной деформа-
ции или накопленного повреждения. Поэтому наилучшим мето-
дом расчета является наиболее усовершенствованная программа
для электронно-вычислительной машины, которая позволяет
использовать с большой эффективностью имеющиеся данные по
материалам и ‘ закономерности их поведения при ползучести.
Однако обычно это весьма обширные программы по затрате ма-
шинного времени и по подготовке данных для машины, поэтому
их использование не всегда оправдано.
3.3.3. Экспериментальное подтверждение теоретических рас-
четов. Теоретические расчеты зависящих от времени напряжений
и деформаций базировались на упрощенных предположениях,
поэтому возникает вопрос, насколько результаты подобных рас-
четов будут подтверждаться экспериментом. Литература распо-
лагает недостаточным количеством прецизионных эксперимен-
тальных работ, пригодных для сопоставления с теоретическими
расчетами. В экспериментальных работах очень часто не соблю-
7* 99
Рис. 3.3. Полная деформация в тол-
стостенном цилиндре при нагружении:
/ — расчетная кривая; точками отме-
чены экспериментальные данные: д —
0,14 кгс/мм2; □ — 0,12 кгс/мм2;
О — 0,11 кгс/мм2; X — 0,09 кгс/мм2
Рис. 3.4. Сравнение расчетных и экс-
периментальных кривых ползучести
толстостенного цилиндра:
/ — расчетные; 2 — экспериментальные
дается весьма важное обстоятельство — получение данных пол-
зучести при постоянном напряжении для материала, который
используется в конструкции.
Однако результаты нескольких работ показывают хорошее
совпадение с теоретическими расчетами, и в настоящее время ве-
дутся эксперименты, пригодные для сопоставления.
Так, серия испытаний толстостенных труб, проведенных
Скелтоном и Кросслендом [32], была теоретически проанализиро-
вана Уолтерсом [53]. Трубы с наружным диаметром 50 мм и вну-
тренним 25 мм изготовлялись из углеродистой стали. Отдельные
образцы испытывались при 450° С и внутреннем давлении 0,09;
0,11; 0,12 и 0,14 кгс/см2. Для теоретического анализа исполь-
зовалась машинная программа типа РИТТ [41], которая позво-
ляет предположить поведение материала при ползучести с учетом
начальной пластичности. Для описания данных испытаний при
одноосных напряжениях применялось выражение вида ъс =
= fi (а) fz (0, а для расчета влияния изменяющегося напряжения
ползучести — соотношение (3.4), основанное на гипотезе старения.
Результаты, приведенные на рис. 3.3 и 3.4, показывают, что экс-
перимент и теория отлично совпадают как по величине начальной
пластической деформации в момент нагружения, так и по завися-
щей от времени деформации ползучести.
Результаты испытаний Тэйлора [54], проведенных на сфери-
ческих сосудах с укрепленными приварными штуцерами, были
обработаны Хюббом и Гуделлом [55]. Сосуды и штуцера изготов-
лялись из углеродистомарганцевой стали. Температура испыта-
ния составляла 450° С. Для расчета коэффициента концентрации
деформаций в зоне узла приварки штуцера применялась про-
грамма TESS [37]. Результаты, приведенные на рис. 3.5, показы-
вают хорошее совпадение между расчетными и экспериментально
измеренными коэффициентами концентрации для окружных де-
формаций. Расхождения пиковых деформаций в меридиональной
100
плоскости, вероятно, обусловлены ошибками измерения при экс-
периментах.
3.3.4. Приближенные методы расчета установившихся напря-
жений. Для тех случаев, когда в деталях сосуда устанавливается
стабильное распределение напряжений требуемого уровня, можно
использовать приближенные методы расчета, подобные, например,
предложенному Калладином [56]. В отличие от описанного выше
метода расчета с помощью электронно-вычислительных машин
рассматриваемый метод не требует информации относительно ло-
кальной деформации и скорости деформации. Этот метод также
отличается от других типов аналитических выражений, поэтому
его можно применять для материалов с определенным характером
поведения при одноосной ползучести. Приближенный метод рас-
чета базируется на аналогии между нелинейной зависимостью
скорости ползучести от напряжения при ползучести и зависи-
мостью деформации от напряжения при кратковременном дефор-
мировании в пластической области и открывает широкие перспек-
тивы использования многочисленных теоретических и экспери-
ментальных результатов, полученных из работ в области упру-
гости и пластичности. Калладин показал, что пластическое ре-
шение для конструкции, выполненной из идеально пластичного
материала применительно к описанию случая установившихся
напряжений ползучести для тех же самых конструкций и мате-
риала, характеризуется выражением е = Ло”.
Этот результат получен при замене ер в пластическом решении
на ес для ползучести. Калладин показал также, что для многих
конструкций устойчивое стабильное распределение напряжений
достигается в том случае, если поведение материала приближенно
описывается соотношением е = А'оп.
Подобные аналогии существуют и для других решений, однако
пластическое решение, учитывающее упрочнение металла, по-
видимому, дает лучшее приближение к условиям, характерным
для процесса ползучести. Тем не менее необходимы дополнитель-
ные исследования, главным образом для.того, чтобы пластическое
решение с учетом упрочнения было достаточно надежно прове-
а) б)
Рис. 3.5. Распределение деформации в области пересечения штуцера со
сферой в сосуде после 1800 ч работы:
° — меридиональной; б ~ окружной; I — штуцер; II — сфера; 1 — теорети-
ческая кривая; цц — экспериментальные данные
101
Рис. 3.6. Зависимость коэффициентов Кс
и Ко при испытаниях на длительную
прочность надрезанных призматических
образцов при следующих параметрах:
А — инконель Х500; 100—1000 ч; 732* С;
□ — хромомолибденовая сталь; 500—1000 ч;
538° С; • — хромомолибденованадиевая сталь
100—1000 ч, 565° С; v — хромомолибдено-
ванадиевая сталь; 10 000 ч; 538°С; X — ту-
гоплавкий сплав 26; 100 ч; 650®С; О*— К-42-В;
1 ППП п. лкл® г»
3 1 ии ч, оии
1000 ч; 650 С
рено экспериментально, имея в ви-
ду приближенный характер спосо-
Для определенных типов концентрации напряжений, когда
высоконапряженный материал принудительно деформируется
в результате действия окружающего материала с более низким
уровнем напряжений, может быть использован приближенный
метод Уолома [57]. В данном случае формула Нейбера [58] при-
меняется при расчете теоретического коэффициента концентра.-
ции Деформаций в надрезе для полностью пластического мате-
риала:
ад8 = /(?.
(3-12)
Для материалов, подчиняющихся следующей зависимости
между скоростью деформации и напряжением:
8с==Ло",
с учетом гипотезы старения получаем эквивалентное соотношение
Ko = Kt/n+^
Испытания на длительную прочность надрезанных образцов
из сталей с ограниченной пластичностью показали хорошее сов-
падение эксперимента с расчетными значениями, вычисленными
по этому уравнению, а также по уравнениям, выведенным из вы-
ражения (3.12). На рис. 3.6 показана зависимость коэффициента
снижения долговечности Кс от коэффициента концентрации на-
пряжений при ползучести
3.3.5. Методы «опорной точки» для расчета деформации.
Методы расчета с использованием электронно-вычислительных
машин позволяют найти общую деформацию конструкции и ло-
кальную деформацию.
В ряде случаев установлений скорости общей деформации де-
тали имеет более важное значение, чем определение локальных
напряжений и деформаций. Для этих условий можно применить
метод «опорной точки», предложенный Мариоттом и Лекки [33],
который также весьма эффективен при изучении явления ускорен-
ного разрушения при циклическом нагружении (см. § 3.5.4).
102
Рис. 3.7. Распределение окта-
эдрического напряжения в тол-
стостенном цилиндре в зависи-
мости от времени:
fl — по гипотезе старения; б — по
гипотезе наклепа; А — опорная
точка; 1 - упругий расчет; 2-ус-
тановившаяся стадия; 3—8 — про-
межуточные значения (з — t =
= 6,9- Ю"2; 4 - t = 4- 10”3; 5 -
7 = ’2-2,7-10"4; 6 - t = 3.97Х
х lo'l; 7 — 1 = 8,72-IO*3; 8-
= t = 4,97- IO'4)
Мариотт и Лекке показали, что в таких деталях, как балки,
толстостенные трубы и вращающиеся диски, всегда имеется по
крайней мере одна точка, в которой эквивалентное напряжение
не изменяется во времени (рис. 3.7). Расположение опорной точки
и напряжение в ней зависят только от формы и размеров детали
и приложенной к ней нагрузки. Полагают, что местоположение и
напряжение в опорной точке почти не зависят от характера за-
кономерности деформирования материала. Это положение приво-
дит к заключению, хотя и нет данных, подтверждающих его уни-
версальность, что опорная точка может быть определена по
упругому расчету.
Считается, что опорные точки существуют во многих деталях
различной формы. Для того чтобы выявить существование опор-
ной точки, определить ее положение и величину опорного напряже-
ния, требуется рассчитать зависящие от времени напряжения и,
деформации. Однако этот расчет должен быть выполнен возможно
более простым способом, соответствующим точности всего метода
в целом.
Если известно напряжение в опорной точке, можно найти
общую деформацию детали, применяя установленные в испыта-
ниях на ползучесть при постоянной одноосной нагрузке зави-
симости, связывающие деформацию, напряжение и время для ма-
териала при предполагаемой в эксплуатации температуре. Для
случаев, когда в опорной точке-существуют многоосные напряже-
ния, рекомендуется применять формулу (3.10) Зодерберга. При-
ближенный расчет установившейся скорости деформации в детали
выполняется аналогичным способом путем определения скорости
ползучести материала на второй стадии под действием совокуп-
ности напряжений в опорной точке.
Существование линейной зависимости между приложенной
нагрузкой и напряжением в опорной точке позволяет рассчиты-
вать общую деформацию детали при изменяющемся нагружении,
используя принцип суперпозиции постоянной и переменной на-
гРузок. Это положение, однако, требует экспериментального под-
тверждения
-103
3.4. Расчетный критерий для стабильных рабочих
условий эксплуатации сосудов
3.4.1. Виды разрушений сосудов. Для большинства сосудов,
предназначенных для работы при высокой температуре, наиболее
важными видами разрушений, которые следует принимать во вни-
мание, является образование трещин в зонах с высокими мест-
ными напряжениями и в области сварных швов. Выше рассматри-
вались методы расчета напряжений и деформаций, возникающих
в таких локальных конструктивных элементах сосуда, как шту-
цера и опоры. Рассмотрим, каким образом сочетать эту информацию
с известными характеристиками длительной прочности материала,
с тем чтобы рассчитать требуемую долговечность сосуда. Хотя
указанные выше трещины и могут делать сосуд непригодным для
дальнейшей службы, заключение о возникновении катастрофиче-
ского разрушения сосуда является неправильным. Распростране-
ние трещин из высоконапряженной зоны зависит от таких факто-
ров, как особенности формы, размеры участка и вязкость материала
при высокой температуре, причем ни один из них не определяется
простыми испытаниями материала при одноосном нагружении.
Потеря устойчивости не имеет существенного значения для
сравнительно толстостенных сосудов, однако она приобретает
особую важность для сосудов с малым отношением толщины стенки
к диаметру. Для особо тонкостенных сосудов это может вызвать
необходимость введения дополнительных ограничений при рас-
чете сосуда.
Важно отметить, что до настоящего момента мы имели дело
с гипотетическим сосудом, который работает при постоянной на-
грузке и постоянной температуре в течение всего срока службы.
Использование разработанных методов для расчета реальных со-
судов, испытывающих при эксплуатации колеблющуюся нагрузку,
см. в § 3.5. ,
3.4.2. Критерии разрушения материала. Как было отмечено
ранее, данные по длительной прочности конструктор получает
по результатам испытаний простых образцов при постоянной на-
грузке, причем для определения разрушающих напряжений при
реальных расчетных сроках службы их необходимо значительно
экстраполировать и, кроме того, наблюдается большой разброс
экспериментальных данных. Обычно конструктор имеет рекомен-
дации в виде предела длительной прочности за 100 000 ч, которые
могут относиться как к средним, так и к минимальным его свой-
ствам- Для определения допускаемых мембранных напряжений
в расчетных стандартах используются соответствующие коэффи-
циенты запаса прочности.
Методы экстраполяции результатов кратковременных испыта-
ний на длительную прочность описаны Ларсоном и Миллером
[59], Мэнсоном и Хэлфордом [60], Мендельсоном и др. [611,
Орром и др. [62], а также в других работах [63—65]. Причины
104
значительного разброса данных испытаний на ползучесть см.
в § 3.2.1; тем не менее представляется весьма важным еще раз
повторить, что конструктор должен использовать только данные
по длительной прочности, полученные при испытаниях с близким
к реальному уровнем напряжений и температур и на материалах,
во всех отношениях идентичных с применяемыми в сосуде.
В критических опасных зонах сосуда давления в отличие от
стандартных испытаний на длительную прочность напряжения
неодноосны. Обычно на поверхности сосуда наблюдается некоторая
комбинация двухосных напряжений, а во внутренних слоях по
толщине стенки и на участках около резких изменений геометри-
ческой формы возникает объемное напряженное состояние. Очень
мало информации по ползучести и длительной прочности при слож-
нонапряженном состоянии и по возможности использования дан-
ных одноосных испытаний для расчетов при сложнонапряженном
состоянии.
Эксперименты Джонсона [51 ] показали, что для одних мате-
риалов время до разрушения при сложнонапряженном состоянии
коррелируется с данными одноосных испытаний на базе октаэдри-
ческого касательного напряжения, а для других материалов —
на основе максимального нормального растягивающего напряже-
ния. Первый вид разрушения связан с образованием межкристал-
литных трещин, второй — с транскристаллическими трещинами.
Испытания Джонсона осуществлялись на специальном оборудова-
нии при комбинированном растяжении с кручением в диапазоне
плоских напряженных состояний от чистого сдвига до одноосного
растяжения.
Рэтклифф и Гринвуд [48], испытывая пластичный магниевый
сплав, показали, что влияние гидростатического давления на
ползучесть является существенным. Разрушение материала на-
чиналось с образования пор, поэтому наложение гидростатического
сжатия приводило к заметному увеличению времени до разруше-
ния. Установлено, что при гидростатическом растяжении будет
иметь место обратное влияние, хотя количественно предсказать
этот эффект не представляется возможным.
Так как эта проблема детально не исследована, нельзя пред-
ложить расчетные рекомендации. Однако для типичных форм
концентраторов напряжений в сосудах давления при двухосном
растяжении долговечность сосуда целесообразно оценивать по
максимальной величине нормального растягивающего напряжения.
Если одно из главных напряжений — растягивающее, а дру-
гое — сжимающее, предпочтительнее использовать критерий
октаэдрического касательного напряжения. Время до разрушения
определяется из сравнения эквивалентного напряжения с кри-
выми напряжение — время до разрушения, полученными из одно-
осных испытаний. При конструировании сосудов следует избегать
Решений, которые могут привести к возникновению в. деталях
гидростатического растяжения большой величины.
105
Рис. 3.8. Изменение напряжений в типич-
ном сосуде давления в зависимости от
времени:
1 — локальное напряжение в зонах концен-
трации <Тр 2 — мембранное напряжение от
3.4.3. Прогнозирование времени до разрушения по данным
анализа напряжений и длительной прочности. Вернемся к анализу
соотношения между напряжением и временем в критической зоне
конструкции. На рис. 3.8 показан типичный график для гипотети-
ческого сосуда, работающего при постоянной нагрузке и темпера-
туре в течение всего срока службы. Из рисунка видно, что в наи-
более нагруженной точке напряжение сохраняется постоянным
в течение длительного периода времени. Отметим время, в тече-
ние которого сохраняется постоянство напряжений в опасной
точке, и по кривой длительной прочности для данного материала
(напряжение — время до разрушения) определим надежный срок
службы. Нужно определить, какая при этом будет допущена
ошибка.
Во-первых, данные по свойствам материала получены при испы-
таниях образцов до полного разрушения, при этом до появления
шейки напряженное состояние в образце сохранялось одноосным
и однородным. В реальном сосуде только ограниченный объем
материала находится под высоким напряжением, при этом он
окружен материалом, напряженным в меньшей степени. Следова-
тельно, при исчерпании срока службы материала разрушение
может произойти только в максимально напряженном’ объеме.
Последующие процессы развития повреждений зависят от вяз-
кости разрушения материала при высокой температуре и от того
влияния, которое оказывает трещина на напряженное состояние
в смежных частях сосуда. Если концентрация напряжений охва-
тывает всю толщину стенки сосуда, как, например, головную
часть торосферического коллектора, следует ожидать, что после
возникновения трещина быстро распространится через всю тол-
щину стенки, т. е. образуется сквозное разрушение. Если кон-
центрация напряжений локализована, как, например, в зоне при-
соединения отводного патрубка, образовавшиеся трещины будут
иметь чисто локальный характер. Следовательно, за исключением
сосудов, изготовленных из материалов, охрупчивающихся в экс-
плуатации, предложенный нами ^критерий будет надежным, так
как прогнозирует более раннюю потерю работоспособности со-
суда, чем время, в течение которого он может.разрушиться.
Во-вторых, локальные напряжения не сразу снизятся до устой-
чивого уровня. В течение всего периода снижения пикового напря-
жения в критической зоне сосуда действуют более высокие, чем
при установившейся стадии, напряжения. В результате можно
106
ожидать некоторое снижение долговечности, однако точного спо-
соба определения этого эффекта нет. Приближенную оценку нужно
получить, используя принцип линейного суммирования долго-
вечностей, согласно которому повреждение материала за период
работы tf при напряжении о эквивалентно tfltn где tr — время
до разрушения при напряжении о. Далее принимается допущение
о линейном аддитивном суммировании повреждений, накоплен-
ных за различные периоды времени при разных напряжениях,
т. е.
Расчеты сосудов в реальных условиях показывают, что время
снижения пикового напряжения до стабильного уровня зачастую
очень короткое по сравнению с длительностью работы при ста-
бильном напряжении, поэтому снижение долговечности в резуль-
тате более высокого уровня напряжений при неустановившейся
стадии практически невелико. Однако длительность снижения
пикового напряжения будет зависеть от формы и размеров рас-
сматриваемой конструкции, системы нагружения и свойств мате-
риала при рабочей температуре. Поэтому каждый случай нужно
анализировать индивидуально. Так, проблема суммирования
повреждений рассмотрена Мэнсоном и Брауном [66], Фрименом
и Вурхисом [67]. Правило линейного суммирования поврежде-
ний пригодно для многих случаев, но может давать существенные
ошибки применительно к некоторым аустенитным сталям и неже-
лезным материалам. В ряде случаев лучшую корреляцию экспе-
риментов дает нелинейный закон суммирования повреждений [51,
68, 69].
Если сосуд, сдаваемый в эксплуатацию, имеет высокие остаточ-
ные напряжения, их допустимость должна быть проверена расче-
тами с учетом суммирования повреждений. Если известен харак-
тер распределения остаточных напряжений, он должен быть
учтен при определении перераспределения напряжений.
Кроме того, два благоприятных фактора обусловливают тен-
денцию к увеличению долговечности сосуда по сравнению с рас-
четами, основанными на установившихся напряжениях. Во-
первых, стандартные характеристики длительной прочности полу-
чены из экспериментов при одноосной постоянной нагрузке, при-
чем поправка на увеличение напряжений в образце в конце испы-
тания обычно не учитывается. Во-вторых, в течение третьей ста-
дии ползучести заметно уменьшается площадь поперечного се-
чения образца, в особенности у высокопластичных материалов,
в результате чего увеличиваются фактические напряжения по
сравнению с номинальными. Следовательно, за относительно
Короткий период времени на третьей стадии ползучести может
накапливаться значительная доля суммарного (кумулятивного)
Повреждения. Это подтверждается результатами ряда испытаний
107
на ползучесть при постоянных истинных напряжениях (см. §3.2.2).
Расчеты показывают, что даже для материалов с умеренным сниже-
нием площади поперечного сечения в момент разрушения, увели-
чение времени до разрушения при испытаниях с постоянными
истинными напряжениями составляет приблизительно 50% по
сравнению с долговечностью при постоянной нагрузке.
Возвращаясь к напряженному состоянию гипотетического
сосуда на рис. 3.8, можно отметить еще один фактор, связанный
с третьей стадией ползучести. Как только материал в высоконапря-
женной зоне сосуда достигает третьей стадии ползучести, про-
исходит значительное дополнительное понижение напряжений
в этой зоне и, следова'гельно, конструкция способна обеспечить
надежную работу в течение более длительного периода, чем долго-
вечность, рассчитанная из условия- постоянства напряжения
в рассматриваемой зоне. Дополнительно напряжения снижаются
благодаря тому, что увеличение скорости ползучести в опасной
зоне на третьей стадии способствует передаче нагрузки на смеж-
ные менее напряженные участки сосуда, которые к этому моменту
еще находятся на второй, установившейся стадии ползучести. Ко-
личественное проявление этого эффекта в значительной мере за-
висит от геометрических факторов. Если зона наиболее напряжен-
ного материала сильно стеснена окружающими объемами металла
со значительно меньшим уровнем напряжений, нагрузка суще-
ственно перераспределяется, и, наоборот, если более напряженная
зона охватывает большой участок конструкции, возможность для
дальнейшего перераспределения напряжений становится весьма
малой. Степень перераспределения напряжений зависит также
от свойств материала. В материалах с низкой длительной пластич-
ностью могут образоваться трещины до наступления пераспределе-
ния напряжений на третьей стадии ползучести, а в материалах
с высокой длительной пластичностью более раннего образования
трещин не происходит. В тех случаях, когда напряжения рассчи-
тываются с учетом перераспределения их на третьей стадии, очень
важно, чтобы стандартные данные по характеристикам ползучести
материалов, закладываемые в машину, соответствовали постоян-
ным истинным напряжениям.
Комбинированное влияние более высокой долговечности, полу-
чаемое при одноосных испытаниях на длительную прочность, и
эффекта перераспределения напряжений, наблюдаемого в кон-
струкции, когда высоконапряженные зоны достигают третьей
стадии ползучести, даст в результате более высокую долговеч-
ность сосуда, чем определяемая расчетным путем. Хотя для мате-
риалов с малой длительной пластичностью при разрушении этот
выигрыш сравнительно невелик, следует полагать, что для мате-
риалов с умеренной пластичностью комбинированный эффект
может дать вполне реальное увеличение долговечности, почти
в 2 раза превышающее срок службы, установленный в расчетах
по напряжению в сочетании со стандартными характеристиками
108
Рис. 3.9. Распределение окружных напряже-
ний в трубе со сварным швом:
/ — поверхность раздела сварного шва; отах =
= 1,481 • РО4; (Jmin = 2,948- 103
длительной прочности при постоян-
ной нагрузке. Это увеличение долго-
вечности сейчас оценить более точно
не представляется возможным, а вся
проблема требует дальнейших широ-
ких исследований. Однако упомяну-
тая работа Уол а [57] свидетельствует
о том, что основная рассмотренная
в данном случае идея может быть
с успехом применена и к материа-
лам с ограниченной пластичностью.
3.4.4. Разрушения сварных швов.
В предыдущих расчетах принималось,
что сосуд изготовлен из полностью
изотропного материала, т. е. с одина-
ковыми свойствами в любом направ-
лении. Практически ни один из реальных сосудов не удовлетво-
ряет этому положению из-за сварных швов и приваренных кон-
структивных элементов. Сварные швы образуют зоны, в которых
разрушающие напряжения и пластичность при длительном раз-
рушении существенно отличаются от свойств основного металла
корпуса и, кроме того, имеют отличающиеся деформационные ха-
рактеристики.
Рассмотрим кольцевой сварной шов в прямой трубе, нагружен-
ной .внутренним давлением. Если скорости ползучести материала
шва и основного металла соответствующим образом не подобраны,
то сварной шов и труба будут иметь различную деформацию.
Из условия совместности деформаций следует, что система вну-
тренних напряжений должна приспособиться к этому, однако
в зоне сплавления и в зоне термического влияния сварного шва
появятся дополнительные напряжения. Интенсивность этих на-
пряжений будет определяться разницей скорости ползучести ме-
талла шва и металла трубы. Она также будет зависеть от размеров
и формы сварного шва, от отношения толщины стенки к диаметру
трубы и от резкости изменения скоростей ползучести в различных
зонах сварного соединения. На рис. 3.9 показана типичная система
напряжений, которая устанавливается в кольцевом сварном сое-
динении трубы [34].
Результаты неопубликованной серии экспериментов, прове-
денных в Беркли на трубах с кольцевыми сварными швами, по-
казали, что разрушения наблюдаются при общей деформации
менее 0,5%, в то время как материал трубы и металл сварного шва
109
в раздельных испытаниях при соответствующих температуре и
напряжениях имеют длительную пластичность более 10%. Опы-
тами установлено, что эти преждевременные разрушения обуслов-
лены областью хрупкого материала в зоне термического влияния
и по линии сплавления в сочетании с высокими локальными напря-
жениями из-за несоответствия скоростей ползучести.
Подобные результаты наблюдались при испытании моделей
сферических сосудов из углеродистомарганцевой стали с прива-
ренными штуцерами [54]. Время до разрушения стыковых свар-
ных швов, номинально нагруженных только мембранными напря-
жениями, составляло 10—20% долговечности, рассчитанной обыч-
ным способом по характеристикам длительной прочности основного
металла. Швы приварки штуцеров также разрушились прежде-
временно. В этом случае положение усугублялось локальными
напряжениями, которые были на 50% выше мембранных.
Результаты позволяют сделать вывод, что все сварные соедине-
ния являются потенциальными источниками ослабления сосуда
в условиях ползучести и что многие сосуды с удовлетворительной
работоспособностью могут иметь фактический коэффициент за-
паса прочности, значительно меньший, чем это предусматривается
современными расчетными нормами.
Следовательно, распространять имеющийся опыт на новые
конструкции без полного понимания того, какие из аспектов
проблемы являются наиболее важными, не следует. Изменения
в принципах назначения расчетных допускаемых напряжений
в стандартах, увеличение размеров сосудов и несоответствие норм
расчета для таких элементов, как штуцерные узлы или днища, —
все это повышает опасность разрушения.
Остаточные напряжения в сварных швах и смежных с ними
зонах могут иметь существенное значение для поведения конструк-
ции при ползучести. Подсчитано, что в интенсивно деформационно
упрочняющихся материалах остаточные напряжения могут до-
стигать очень большой величины. Не следует предполагать, как
это часто делают, что эти напряжения ограничиваются пределом
упругости или текучести.
Если конструкция с высокими остаточными напряжениями
эксплуатируется при высокой температуре, то процесс релакса-
ции остаточных напряжений может вызывать значительное ло-
кальное повреждение. Наиболее важным при этом является то
обстоятельство, что материал может повреждаться во время релак-
сационных процессов, ухудшая способность конструкции выдержи-
вать воздействие эксплуатационных факторов без образования
трещин.
Анализ эксплуатационных разрушений показывает, что эти
затруднения не могут быть преодолены при существующей прак-
тике снятия остаточных напряжений. Сравнительно низкие тем-
пературы действительно снижают остаточные напряжения до
приемлемого уровня, но только в течение достаточно длительного
110
времени. Однако для легированных сталей эти температуры могут
оказаться слишком низкими для того, чтобы устранить поврежде-
ния, возникшие в материале вследствие процессов релаксации
напряжений. При слишком высокой температуре термообработки
для снятия остаточных напряжений в структуре материала могут
произойти нежелательные изменения.
Таким образом, при решении этого вопроса необходимо найти
подходящее компромиссное решение, однако все еще сохраняется
необходимость разработки и тщательной проверки режимов термо-
обработки для снятия остаточных напряжений многих материалов,
имеющих широкое применение для изготовления высокотемпера-
турных сосудов. Очевидно, что при исследовании режимов термо-
обработки должно точно имитироваться стеснение деформации,
наблюдаемое в Деталях сосудов давления, чтобы воспроизвести
реальные условия как по величине остаточных сварочных напря-
жений, так и по характеру их релаксации в течение термообработки
для снятия напряжений.
Для того чтобы в максимальной степени реализовать преиму-
щества жаропрочных сталей и создавать экономичные сосуды с ми-
. нимальными коэффициентами запаса прочности, необходимо про-
вести значительные исследования для детальной эксперименталь-
ной оценки поведения сварных соединений в условиях ползучести
при высокой температуре.
В настоящее время конструктор, проектирующий высокотем-
пературные сосуды, не имеет необходимых точных руководств.
До сих пор выпускаются сосуды, являющиеся точной копией
удовлетворительно эксплуатируемых сосудов, и допускается
обоснованная степень риска. Во всех случаях, когда это приемлемо
по затратам времени, конструктор должен принимать необходимую
программу испытаний для детальной проверки свойств сварных
соединений.
Проведение раздельных испытаний на ползучесть металла шва
и основного металла недостаточно, так как сварное соединение
необходимо испытывать в целом. Испытания плоских композитных
образцов при одноосном нагружении, подобные проведенным аме-
риканским исследовательским комитетом по сосудам давления
[70], дают некоторую уверенность в том, что сварные соеди-
нения будут достаточно работоспособны в условиях высоких темпе-
ратур. Однако частные испытания могут ввести в заблуждение, так
как в образцах принятой конфигурации деформация концентри-
руется в мягких, более пластичных зонах сварного соединения.
Для воспроизведения эксплуатационных условий нужно обес-
печить некоторую степень стеснения деформации. Необходимо
проводить испытания сварных соединений под действием системы
нагружения, имитирующей напряжения в сварном соединении,
соответствующие условиям эксплуатации. Таким образом, швы
приварки штуцеров должны испытываться иным способом, нежели
стыковые сварные швы.
111
Совокупность наиболее часто встречающихся в практике на-
пряженных состояний воспроизводится двумя сериями испытаний:
одна—под действием только внутреннего давления, другая — под
действием внутреннего давления с осевым растяжением. Весьма
важно, чтобы образцы, используемые для этих испытаний, точно
воспроизводили металлургию шва, которая наблюдается при свар-
ке сосудов натурного размера.
Наконец, рассмотрим, как использовать данные испытаний
сварных швов до разрушения в расчетах по оценке надежности
сосуда. В качестве первого приближения можно предположить,
что для расчета напряжений применимы методы, изложенные
в § 3.3, и что конструкция в целом равнозначна выполненной из
гомогенного материала. Затем необходимо оценить характеристики
сварных швов при рассчитанных напряжениях, соблюдая особую
педантичность ввиду существенного различия данных по деформи-
рованию и разрушению. Однако там, где особые обстоятельства
предписывают исследование взаимодействия между деформацией
сварного шва и констукции в целом, это может быть достигнуто
методами расчета, основанными на принципе конечных эле-
ментов.
Необходимо учитывать, что критическими областями,' в кото-
рых в первую очередь возникают трещины, могут быть скорее
области с относительно низкими напряжениями в зоне сварного
шва, чем области с более высокими напряжениями в основном
металле. Неоднородность — это характерная особенность сварного
шва, который одновременно служит концентратором напряжений
и, вероятно, должен иметь особенно низкую работоспособность.
В мембранной области сосуда, может быть, следует повысить ми-
нимальные напряжения выше тех, которые диктуются требова-
ниями стандарта как допустимые для основных стыковых сварных
швов с пониженной прочностью.
3.4.5. Неустойчивость при растяжении. Некоторые авторы
пытаются объяснить преждевременные разрушения тонкостенных
труб под внутренним давлением, используя неустойчивость рас-
тяжения при образовании шейки. Указанная неустойчивость,
родственная процессам, происходящим при температурах ниже
уровня ползучести, получила определенное экспериментальное
обоснование.
Для конструктора сосуда давления этот вид разрушения пред-
ставляет ограниченный интерес, так как указанное положение
предусматривает, что примененные в конструкции материалы спо-
собны выдерживать деформации весьма большой величины.
Надежность сосудов на практике лимитируется критерием,
связанным с высоким уровнем локальных напряжений. Тем не
менее для сосудов, толщина стенок которых несопоставимо мала
по сравнению со средним диаметром, а концентрация напряжений
несущественна, конструктор должен проверить соответствующий
запас прочности по характеристике неустойчивости растяжения.
112
При анализе этого явления предполагается, что разрушение
наступает тогда, когда толщина стенки сосуда или сечение образца
приближается к нулю.
Рассмотрим случай одноосного растяжения образца при по-
стоянной нагрузке с начальным напряжением аи. Образец изго-
товлен из материала, для которого связь между напряжением,
деформацией и временем выражается соотношением
ec = Aontm.
Применяя положения, изложенные в § 3.3.2, к случаю истин-
ной деформации большой величины, пренебрегая упругой дефор-
мацией и используя гипотезу старения, получаем выражение для
скорости деформации в осевом направлении в момент времени t:
еа = mAantm-}.
Так как
о = <ти ехр (еа),
имеем
еа — mA<Jutm~l exp (иеа).
Интегрируя
еа
j exp (—пеа) deu = A<Jutm,
о
получаем
1 — exp (—ned) = nA0utm- ,
При разрушении еа = со, поэтому критическое время находим
из соотношения
nA<rut™ = 1.
Тонкостенный цилиндр с закрытыми концами, находящийся
под внутренним давлением, рассчитывается аналогичным способом.
В этом случае из выражения (3.10) имеем
1 * /3“
Oa=~2-Oh И <Г = ^-ОЛ,
что дает соотношение
eh = mA^-^ + ал/'"-’.
Далее имеем
огЛ = стЛоехр(2е),
где оЛо — начальное окружное напряжение.
8 Р. Никольс ИЗ
Таким образом,
eh = mA I-Н;- (тло^"’-1 exp (2/гел).
Интегрируя
c / \ n-H
] exp (—2neh) deh = A
о
получим
l q \ ^-{-1
1 — exp (—2neh) = 2nA ^hotm.
При разрушении еЛ = oo, поэтому критическое время получим
из выражения
2пА(1ф)П+1аХт= 1.
Сравнивая полученные формулы для цилиндра и для образца
и принимая, что начальное окружное напряжение в цилиндре /
равно номинальному напряжению в образце при одноосном растя-
жении, получим отношение критических времен:
К подобным результатам, определяя соотношения критиче-
ского времени при одноосном и двухосном напряженном состоянии,
пришли Таира и Отани [71], которые вместо выражения (3.10)
использовали формулу (3.11). Римротт и Мюнстерер [72] анали-
зировали материал, состояние которого при одноосном напряжен-
ном состоянии описывается соотношением
ес = В sin held.
Предположительная долговечность цилиндра в зависимости от
выбора показателей т и п может быть больше или меньше долго-
вечности образца. Явление неустойчивости при растяжении харак-
терно для пластичных материалов, в этом случае для соответ-
ствующего описания кривой общая деформация — время показа-
тель т равен приблизительно 2. Отсюда можно сделать заключе-
ние, что критические времена для цилиндра и для образца при
одноосном напряжении мало отличаются одно от другого. Неко-
торые исследователи, полагая, что величина т составляет 1 или
менее, получали расчетную долговечность для цилиндров, су-
щественно меньшую, чем для образцов. Например, эксперимен-
тальные данные Раттингера и Пэдлога [73], Таира и Отани [71 ]
показали, что цилиндры обычно разрушаются за более короткое
114
время, «ем образцы с одноосным напряжением, причем соотно-
шение долговечностей составляет 0,5—1.
3.4.6. Потеря устойчивости при ползучести. Для большинства
сосудов, работающих при высоких температурах, потеря устой-
чивости не является существенным фактором. Однако имеются
особые условия, когда возникает необходимость рассмотрения
этого явления. Так, в сосудах, нагруженных внешним давлением,
в зонах опор или в узлах штуцерных соединений, подверженных
действию значительных реактивных сил от трубной системы, мо-
гут возникать сжимающие напряжения, в особенности в сосудах
с малым отношением толщины стенки к диаметру, а также в не-
которых торосферических коллекторах.
Очевидно, что локальные зоны должны удовлетворять стан-
дартным критериям потери устойчивости при кратковременном
нагружении в упругой или упругопластической области. Однако
такой анализ не является достаточно точным. Под действием при-
ложенной нагрузки потенциально нестабильная конструкция
в условиях ползучести будет продолжать повреждаться, в резуль-
тате этого при действующей системе напряжений создаются более
благоприятные условия для дальнейшего изгиба стенки. При
этом нас интересует не потеря устойчивости сосуда, а промежуток
времени, через который сосуд станет неработоспособным, по-
скольку в конструкциях подобного типа обычно развиваются
интенсивные повреждения. Даже если изменения формы допу-
стимы, то чрезмерная деформация опасна из-за возникновения
трещин.
Большинство опубликованных работ в этой области связаны
с проблемами авиационной промышленности и не имеют прямого
отношения к сосудам давления. Однако последующий анализ по-
казал, что если начальные напряжения сжатия в зонах конструк-
ции с наименьшей устойчивостью составляют около 10% номи-
нального расчетного напряжения для данного материала при вы-
сокой температуре, 'Деформации и формоизменение могут быть
ограничены до приемлемого уровня. На практике это наблюдается
редко, что позволяет конструктору использовать преимущества,
вытекающие из более подходящих предположений. В качестве
примера можно указать на то, что материалы, применяемые в со-
судах, имеют более приемлемые характеристики, зависящие от
напряжения, деформации и времени. Можно также показать, что
перемещение элемента стенки сосуда при формоизменении сни-
жает напряжения, зависящие от реакции соединенной с сосудом
трубной системы.
Рассмотрим тонкостенный сжатый элемент стенки с преобла-
дающей деформацией .изгиба при отсутствии осевого напряжения
(рис. 3.10). Этот случай очень хорошо воспроизводит локальные
Условия в потенциально неустойчивом сосуде с малой толщиной
стенки по сравнению с диаметром сосуда, за исключением того,
что в данной схеме применяется одноосная аналогия.
8* 115
Рис. 3.10. Потеря устойчивости элемента стенки при ползучести
/У Допустим, что процесс ползучести материала при
/ / постоянном напряжении описывается соотношением
/ ec — Aantm (3.13)
I и что состояние материала при изменяющемся напря-
••р-— жении определяется гипотезой старения. Мгновенная
скорость ползучести определяется из выражения
I ес = т Aantm~l. (3.14)
\\ Если мгновенное значение прогиба элемента равно
' \\ 6, то изгибающий момент в середине длины элемента
\д выражается произведением Рб.
‘ Пренебрегая периодом перераспределения началь-
р ных упругих напряжений, можно считать, что эпюра
напряжений в среднем сечении элемента не изменяется во времени
и что изгибающий момент пропорционален напряжению на по-
верхности, т. е.
Рб ~ <т.
Далее, предполагая, что форма кривой отклонения с течением
времени не изменяется, получим, что деформация е на поверх-
ности в середине длины элемента пропорциональна б, т. е. для
любого момента времени е ~ б.
Следовательно, можно записать
(3.15)
где <т0 и е0 относятся к начальным условиям нагружения (точнее,
после релаксаций начального распределения, напряжений). По-
добные соотношения можно применить ко всем точкам элемента.
Подставляя выражение (3.15) в уравнение (3.14), имеем
е =/nAe"
и, следовательно,
W — е0 ) = А ) t .
(3.16)
Предположим, что в рассматриваемом сосуде верхний пре-
дел е0 составляет около 10'3, а конечная деформация не должна
превосходить 10-2. Начальное напряжение, при котором заданная
предельная деформация достигается за время Т при начальном
116
напряжении на поверхности а0, приближенно при условии п > 2
получаем из выражения
ЛаоТ'" = -^-. (3.17)
Далее в мембранных областях сосуда, не подвергающихся
проверке на устойчивость, допускается напряжение <т,-, которое
за время Т при постоянном напряжении дает деформацию 10-2.
Следовательно, Ло"7*" = 10-2 и отношение
-^ = (—Ц- Ю-1)7".
О/ \ п—1 )
Полагая, что показатель п изменяется в интервале 2—6, на-
ходим, что напряжение на поверхности потенциально неустой-
чивого сосуда должно быть ограничено до одной трети расчетного
мембранного напряжения для устойчивого сосуда. Так как выра-
жение (3.17) не зависит от конечной деформации, можно полагать,
что и для более сложных конструкций знание начальной скорости
деформации будет достаточным показателем состояния сосуда
в условиях потери устойчивости при ползучести/
Соответствующим выражением, основанным на гипотезе упроч-
нения, является
о0 [1/1-
о/ е'/«
где 8f — допустимая конечная деформация; а = 1 — nltn.
Полагая, как и прежде, е0 = 10-3 и = 10~2, принимая по-
казатели п = 2 ч-6 и /п = Vjt-I, получим более осторожные ре-
зультаты отношения ст0/<т(-.
Таким образом, если считать, что гипотеза упрочнения более
реалистична, чем гипотеза старения, напряжение на поверхности
неустойчивой зоны должно быть ограничено одной десятой расчет-
ного мембранного напряжения для устойчивого сосуда.
3.4.7. Испытания моделей. Поскольку теоретические расчеты
сосудов давления, работающих в условиях ползучести, встречают
значительные трудности, часто прибегают к испытаниям на моде-
лях или всего сосуда, или его отдельных узлов. На практике при
надлежащем выполнении такие испытания весьма громоздки и тре-
буют больших затрат времени, поэтому в технической литературе
результатов подобных экспериментов почти нет. Испытания спла-
вов на основе свинца, состояние которых при ползучести в усло-
виях комнатной температуры во многом аналогично состоянию
стали при высокой температуре, открывают перспективы существен-
ного упрощения испытаний. Однако необходимость значительного
Расширения работ в этом направлении по-прежнему сохраняется.
При испытании моделей должны быть тщательно продуманы
программа и методика экспериментов с учетом ограничений, ко-
117
торые могут при этом встретиться. Результаты модельных испы-
таний чрезвычайно трудно интерпретировать без достаточно пол-
ных знаний деформации ползучести и характеристик длительной
прочности материала в условиях испытания модели, а также со-
стояния материала при, рабочих напряжениях и температурах
в условиях предполагаемой службы натурного сосуда.
Если модель изготовлена из того же материала, что и штатный
сосуд, ее испытание должно быть максимально ускорено. При
разрушении модели в течение короткого периода удлинение при
разрыве часто оказывается значительно более высоким, чем при
длительном нагружении реального сосуда. Как правило, в мо-
дели в зонах концентраторов напряжений накапливается большая
локальная деформация, чем в прототипе, что может привести
к слишком оптимистическим выводам. Получить свойства металла
в зоне сварных соединений, подобные свойствам в сосуде натур-
ного размера даже в тех случаях, если сварные швы выполнены
достаточно ^тщательно, довольно трудно. Если кривые раз-
рушающее напряжение — время и деформация при разрушении —
время для сварного шва отличаются от подобных кривых для
основного металла, расположение зоны разрушений в модели может
не соответствовать месту разрушения в реальном сосуде, а если
модель и оригинал сделаны из совершенно различного материала,
предположить место и характер разрушения в штатном сосуде
весьма трудно.
В ближайшем будущем использование результатов испытания
моделей будет ограничено из-за отсутствия данных по коэффициен-
там концентрации деформаций и напряжениям наиболее важных
конструктивных элементов с различной формой и проверки при-
годности теоретических расчетов по локальной деформации в зоне
конструктивных концентраторов.
Эти результаты в сочетании с данными по разрушению мате-
риала полноразмерного сосуда при реальных параметрах по на-
пряжению и температуре могут быть затем использованы для
оценки надежности сосуда. Однако если такая оценка сделана
по разрушающим напряжениям, а не по деформации при разру-
шении, могут потребоваться данные состояния материала при пол-
зучести с тем, чтобы определить уровень напряжений, соответ-
ствующий наблюдаемой деформации. Результаты модельных испы-
таний весьма полезны в том случае, если по расчету надежность
реального сосуда лимитируется критериями изменения формы или
потери устойчивости, а не опасностью возникновения трещин при
ползучести. При этом должны быть известны с достаточной точ-
ностью соотношения между напряжением, деформацией и вре-
менем как для материала модели, так и для реального сосуда,
если результаты испытания модели распространяются на реаль-
ный срок эксплуатации сосуда.
Даже при этих ограниченных целях осуществление модельных
испытаний и интерпретация экспериментальных данных является
118
сложной проблемой: Для получения результатов испытаний мо-
дели в приемлемые сроки испытания необходимо значительно
ускорить. Если в модели и прототипе используется один и тот же
материал, то получить 1 %-ную деформацию в мембранной области
в интервале 1000—3000 ч вполне возможно. В результате необ-
ходимо увеличить в модели или нагрузку, или температуру.
При повышении нагрузки’ значительно увеличивается теку-
честь в локальных зонах концентрации напряжений, поэтому
в результате ускоренной ползучести соотношения между скоростью
деформации и напряжением при высоком уровне напряжений в мо-
дели и при низком уровне напряжений в прототипе будут отли-
чаться. Таким образом, модель может дать нереальный характер
перераспределения напряжений и ошибочное представление в от-
ношении формоизменения.
Увеличение температуры испытания модели может привести
к подобным ошибкам или вследствие существенного понижения
предела текучести материала, или из-за изменения соотношения
между скоростью деформации и напряжением. При использовании
в модели и в сосуде совершенно различного материала важно
обеспечить точное подобие как кратковременных механических
свойств, так и характеристик ползучести и длительного разруше-
ния. Таким образом, надлежащий выбор условий испытания мо-
дели служит предметом тщательно обоснованных компромиссов и
невозможен без подробных сведений о свойствах материала
модели и прототипа.
При уровне наших знаний в настоящее время испытания мо-
делей сосудов при циклическом нагружении, по-видимому, не-
целесообразны. За исключением простейших случаев, экстраполя-
ция результатов этих испытаний на реальные условия длительной
эксплуатации невозможна вследствие недостатка данных по де-
формированию и разрушению материалов при циклическом на-
гружении.
3.5. Влияние циклического нагружения
Изложенные в § 3.3 и 3.4 методы расчета напряжений и де-
формаций, а также критерии разрушения относились к сосудам,
работающим при стабильных параметрах. Это предположение
было необходимо для установления основ расчета при высокой
температуре, но в реальной эксплуатации сосудов стабильные ре-
жимы практически не наблюдаются.
Условия работы сосуда на практике изменяются в широких
пределах в зависимости от типа установки и других факторов.
Однако для расчетных целей обычно достаточно информации, для
того чтобы свести многообразие эксплуатационных режимов к от-
дельным группам повторяющихся циклов с периодом одни сутки,
одна неделя или один год. Для установления расчетных пара-
метров основного цикла используется принцип суперпозиции,
119
причем там, где это необходимо, должны приниматься во внима-
ние и второстепенные колебания температуры и нагрузки. Хотя
причины циклического изменения параметров зачастую незави-
симы, указанный способ необходим как первый шаг при установ-
лении работоспособности сосуда. В течение всего срока службы
сосуда под нагрузкой или в отдельные периоды возможна вибра-
ция сосуда, при этом для ряда материалов небольшие по величине
вибрационные напряжения, накладываясь на постоянные напря-
жения, способствуют увеличению скорости деформирования и сни-
жению времени до разрушения [3,75—80]. У других материалов
подобный эффект не наблюдается [81 ]. Необходимо отметить, что
до настоящего времени материалы, применяемые в сосудах дав-
ления, не испытывались при реалистичных напряжениях и тем-
пературах.
Надежность сосуда в условиях циклического нагружения по-
прежнему определяется характеристикой критических зон кон-
струкций, связанных обычно с резкими изменениями геометри-
ческой формы. При оценке надежности сосуда знания характери-
стик выносливости материала при циклическом нагружении недо-
статочно. Для определения фактического уровня напряжений и
деформаций необходим совместный анализ приложенной системы
нагрузок с конкретной геометрией локальной зоны. Эти сложные
проблемы до настоящего времени должным образом не изучены,
поэтому часто для расчетов используют приближенную оценку.
Как было показано ранее, в конструкции, работающей в усло-
виях ползучести при постоянной нагрузке, происходит перерас-
пределение напряжений, которое ускоряется любой пластической
деформацией в течение процесса нагружения.
В однородно-напряженной мембранной части сосуда измене-
ние напряжений не наблюдается, однако в локальных зонах с рез-
ким изменением формы и размеров происходит релаксация напря-
жений от начального уровня до некоторого более низкого значения.
При разгрузке конструкции, что эквивалентно вычитанию на-
чального распределения упругих напряжений при нагружении,
в ней возникает некоторое распределение остаточных напряжений,
причем в зонах, имевших при нагружении высокие растягивающие
напряжения, возникают остаточные напряжения сжатия, и на-
оборот. При достаточно интенсивном снижении напряжений из-за
ползучести и достаточно высоком уровне упругих напряжений
в системе при нагружении теоретически возможно появление те-
кучести при разгрузке. Для большинства конструктивных эле-
ментов, используемых обычно в сосудах, этот случай не наблю-
дается, однако он возможен при больших переходных термических
напряжениях во время пуска и останова установки.
Возможен, хотя и редко, случай появления текучести, если
нагрузка в сосуде снимается до его расхолаживания, вследствие
чего возникает пластическая деформация как результат релак-
сации остаточных напряжений.
120
Необходимо рассмотреть несколько идеализированных режи-
мов, которые отображают наиболее часто встречающиеся при экс-
плуатации сосудов давления типы циклического нагружения.
В первых двух режимах используется первоначально разра-
ботанная для расчета конструкций, эксплуатирующихся ниже
диапазона ползучести, концепция упругоциклического действия.
В третьем режиме, для которого характерны повторяющиеся
циклы с пластической деформацией, необходимо рассмотреть взаи-
модействие ползучести и усталости для оценки общей повреждае-
мости, накапливающейся в высоконапряженных зонах сосуда.
3.5.1. Принцип упругопластического действия при расчете
сосудов без учета нестационарных напряжений. Рассмотрим сосуд,
у которого нагрузки нестационарных режимов при пусках и оста-
новах, включая термические напряжения, меньше нагрузок в пе-
риоды стационарной работы. Допустим также, что известны харак-
теристики материала. Хотя различие между ползучестью и пла-
стичностью при высокой температуре в определенной степени
произвольное, примем, что при кратковременном нагружении
упругое и идеально пластичное состояние материала подчиняется
законам теории пластичности. Далее полагаем, что при длитель-
ном нагружении материал подвергается ползучести без изменения
его кратковременных свойств и что возврат при ползучести проис-
ходит мгновенно.
Анализ ограничим сосудами, предусмотренными новыми стан-
дартами, как, например, BS 3915 или часть III ASME, в которых
расчеты по определению размеров таких деталей, как штуцерные
соединения или днища котельных барабанов, базируются на ис-
пользовании критерия упругоциклического действия'.
Указанные нормы исходят из предположения, что эффект
упругоциклического действия сохраняется для сосудов, работаю-
щих в условиях ползучести, при этом не учитываются зависящие
от времени эффекты, связанные с высокой температурой. Теоре-
тически для элементов, -в которых можно пренебречь эффектами,
зависящими от времени, максимально допустимое локальное на-
пряжение (по упругому расчету) не должно превышать удвоен-
ного предела текучести материала, т. е.
а, = 2»^, (3.18)
где s — коэффициент, меньший единицы, учитывающий измене-
ние отношения главных напряжений в идеализированном мате-
риале с упругим и абсолютно пластичным поведением. 4
Далее очевидно, что расчетное мембранное напряжение должно
составлять некоторую часть предела текучести:
0^ = ^. (3.19)
Тогда максимально допустимый коэффициент концентрации на-
пряжений при расчете ниже температурного интервала ползучести
/<=az/ani = 2S//. (3.20)
121
Рис. 3.11. Упругоциклическое действие
в условиях нагружения при высокой
температуре (переходные напряжения
пренебрежимо малы)
Характер изменения напря-
жения в опасной зоне сосуда,
работающего в условиях ползу-
чести, схематично показан на
рис. 3.11. Поскольку при ползу-
чести напряжения перераспре-
деляются, локальное напряже-
ние в сосуде, находящемся под
нагрузкой, релаксирует. При снятии нагрузки резко снижаются
напряжения, причем возможна появление напряжений противопо-
ложного знака. При дальнейшем анализе следует иметь в виду,
что формула (3.20) не учитывает релаксации локального напряже-
ния под нагрузкой. Чтобы текучесть не появлялась при разгрузке
в противоположном направлении, должно выполняться условие
О/ Os + Оу,
где o'i — упругое напряжение, рассчитанное по действующей на-
грузке; ву — предел текучести материала при соответствующей
температуре.
Для идеализированного материала с упругим и абсолютно
пластическим состоянием при кратковременном нагружении имеем
Возникающая вследствие ползучести релаксация напряжений
выражается отношением
R = oja(. (3.21)
Тогда предельная величина
o-; = s(l+Я)<^,
где коэффициент s имеет тот же смысл, что и в выражении (3.18).
Допустимое мембранное напряжение при высокой темпера-
туре определяется по характеристике длительной прочности, т. е.
Om = f'or.
Допустимый коэффициент концентрации
К' — = s 0 + A)
п fOr
utn
Отношение двух максимально допустимых коэффициентов кон-
центрации напряжений
К’ (1 + fl) fry
К ~ 2 far •
122
Для сосудов, рассчитанных для длительных периодов эксплуа-
тации при высокой температуреготношение faulf'ar должно быть
значительно меньше единицы. В сосудах, предназначенных для
кратковременной работы, когда процессы ползучести не имеют
определяющего значения, указанное отношение может не выпол-
няться. Поэтому их.следует рассчитывать другими методами.
Отношение (1 + 7?)/2 не может быть меньше 0,5, и, по-види-
мому, нереально, что оно будет меньше 0,75, следовательно, от-
ношение допустимых коэффициентов концентрации напряжений
не должно быть меньше единицы для многих типов сосудов дав-
ления. Непосредственное подтверждение величины R может быть
получено из эпюры распределения напряжений около концентра-
тора осесимметричной формы, или она может быть приближенно
рассчитана методами, изложенными в § 3.3.1.
Установив условия, при которых не наблюдается длительное
циклическое деформирование в пластической области, необходимо
определить состояние изменения формы и разрушения при пол-
зучести рассчитываемой детали.
Определим, каким образом циклический характер нагружения
может влиять на скорость ползучести. Условия нагружения мем-
бранной части сосуда такие же, как и при испытаниях на ползу-
честь с перерывами нагружения. В зоне местных изменений разме-
ров скорость изменения формы соответствует условиям расчета по
методу опорной точки (см. § 3.3.5). Хотя в этих зонах при раз-
грузке и возникают остаточные сжимающие напряжения, однако они
обычно невелики и не превосходят предел текучести. Поэтому есть
все основания предполагать, что и в этом случае состояние мате-
риала будет таким же, как при испытаниях на ползучесть с пере-
рывами нагружения.
Сопоставление результатов испытания углеродистой стали на
ползучесть с прерывистым нагружением и без нагружения пока-
зывает, что перерывы в нагружении не уменьшают заметно время
до разрушения материала. Однако если в периоды разгрузки де-
тали ее температура будет сохраняться на рабочем уровне, может
повыситься скорость общей деформации [82—85].
Таким образом, можно сделать заключение, что при отсутствии
многократного циклического пластического деформирования в зо-
нах около концентраторов напряжений долговечность сосуда до
образования трещин может быть определена из предположения
работы сосуда при постоянных нагрузке и температуре, учитывая
критерии, изложенные в § 3.3 и 3.4. Однако использование этого
предположения для сварных соединений в критических зонах со-
суда сомнительно из-за отсутствия экспериментальных данных,
учитывающих влияние циклического нагружения на работоспособ-
ность сварных соединений при высокой температуре.
3.5.2. Упругоциклическое действие в сосудах с высокими
нестационарными напряжениями. Рассмотрим сосуд, в котором
нестационарные напряжения во время пуска и останова достаточно
123
Рис. 3.12. Упругоциклическое действие
в условиях циклического нагружения
при высокой температуре (переходные
напряжения выше, чем напряжения
стационарного периода)
высоки по сравнению с постоян-
ными напряжениями в периоды
стационарных режимов. Этот
случай характерен для многих
конструкций, причем неста-
ционарные термические напря-
жения часто превышают сумму
стационарных термических и механических (от внутреннего
давления) напряжений. Нестационарные термические напряжения
заслуживают особенно тщательного анализа, при этом необхо-
димо учитывать. распределение температур не только по тол-
щине стенки сосуда, но и между отдельными его частями.
Высокие напряжения могут возникать в мембранной части около
штуцерных узлов и опор из-за разности средней температуры
между различными частями сосуда. И, наконец, при разогреве
трубных систем, соединенных с сосудом, одновременно на штуцера
и другие присоединительные элементы могут передаваться зна-
чительные усилия, превышающие нормальный уровень. При со-
четании подобных условий расчеты деталей в соответствии с су-
ществующими в стандартах формулами и таблицами, по всей
вероятности, будут не пригодны. Тем не менее часто оказывается
возможным рассчитывать как сосуд в целом, так и отдельные его
узлы, в тех случаях когда удовлетворяется условие упругоцикли-
ческого действия. При этом необходимо, чтобы суммарный интер-
вал изменения напряжений, включая пиковые нестационарные
напряжения, удовлетворял критерию (3.21):
0's + Оу
(3.22)
Схематично рассматриваемый случай показан на рис. 3.12,
причем для всех точек конструкции О/ — это сумма нестационар-
ного и стационарного напряжений.
Предполагая, что переходные режимы происходят за более
короткие периоды времени по сравнению с продолжительностью
стационарной части цикла (при постоянной нагрузке и постоян-
ной температуре), заключаем, что деформация ползучести, накоп-
ленная в течение нестационарных режимов, будет мала по сравне-
нию с деформацией ползучести установившихся периодов, следо-
вательно, <rs = 7?<rz, где О( — начальное напряжение в условиях
постоянного нагружения.
Проанализируем конструкцию в целом, а не только локальные
опасные зоны; при этом условие (3.22) должно удовлетворяться
124
везде, где в пластической области нет длительного действия ци-
кличности.
Оценим деформацию и надежность сосуда по описанной выше
методике.
3.5.3. Влияние длительного действия цикличности в пласти-
ческой области. Часто невозможно предотвратить действие цикли-
ческих напряжений в пластической области вследствие характера
напряжений, возникающих при нестационарных режимах, и из-за
того, что конструктор не свободен в выборе размеров сосуда и ма-
териалов. Кроме того, ряд сосудов по экономическим соображе-
ниям рассчитывают на ограниченный срок службы.
В этих случаях в первую очередь необходимо убедиться в том,
что в конструкции не возникнут благоприятные условия для бы-
строго (или хрупкого) разрушения, затем оценить возможность
возникновения усталостных трещин в течение заданного срока
службы.
Теоретически можно показать, что быстрое разрушение в со-
суде, выполненном из идеально пластичного материала и работаю-
щем при температуре ниже интервала ползучести, может насту-
пить только при определенных, довольно сложных системах на-
гружения. Эдмунс и Бир [86 ] для бруса прямоугольного сечения,
нагруженного циклическим изгибающим моментом и циклической
осевой силой, показали, что быстрое разрушение не наступает,
если в зоне нейтральной оси бруса не повторяется циклически
пластическое деформирование. Бир 187] показал также, что по-
добный критерий применим для случая повторного термического
напряжения и циклической осевой силы. Теоретически показано,
что циклические термические напряжения не могут привести к воз-
никновению быстрого разрушения [88]. По аналогии соответ-
ствующие условия применительно к сосудам должны заключаться
в том, чтобы в средней зоне по толщине стенки не было повторного
циклически пластического деформирования. Поскольку реальные
материалы даже при комнатной температуре- не подобны идеали-
зированному материалу с неограниченной пластичностью, на прак-
тике для предотвращения ускоренного разрушения предельные
напряжения на нейтральной оси должны быть существенно ниже
предела текучести [89, 90].
Подобные соответственно модифицированные способы могут
быть применимы к конструкциям, работающим при температурах,
когда существенное значение имеет ползучесть. В этом случае,
учитывая, что всегда будет наблюдаться определенная, зависящая
от времени деформация ползучести, основная цель состоит в предот-
вращении ее быстрого увеличения вследствие действия циклич-
ности в пластической области. Таунли и Хубб [91 ] исследовали
Толстостенные трубы под действием внутреннего давления и гра-
диентов температуры из двух различных материалов. Первый
соответствовал идеально упругому и идеально пластичному мате-
риалу с ползучестью, постулированной в § 3.5.1, второй имел иден-
125
тичное состояние в упругой и пластической области, но без пол-
зучести. Они показали, что перераспределение напряжений вслед-
ствие ползучести снижает способность конструкции сопротив-
ляться ускоренному разрушению.
Для оценки возможности быстрого разрушения не всегда нужно
выполнять сложные расчеты. Если удовлетворяется предположе-
ние об идеализированном поведении материала в процессе ползу-
чести и о малой длительности нестационарных периодов по сравне-
нию с периодами стационарной работы, то возможны определенные
дальнейшие упрощения. Пластичность, которая наблюдается в те-
чение переходного периода, в данном случае может быть рассмо-
трена отдельно по перераспределению деформаций из-за ползучести
при соответствующем стационарном периоде работы, а мембранная
часть сосуда может быть рассчитана по простейшей схеме. Кри-
терием предупреждения ускоренного разрушения в любой момент
времени после установления характера циклического нагружения
стационарного периода служит условие, при котором октаэдри-
ческое касательное напряжение в середине толщины стенки со-
суда не будет выше предела текучести материала.
Для деталей сложной формы соответствующий критерий, по-
видимому, должен не допускать текучести в опорной точке, хотя
в настоящее время это предположение надлежащим образом не
проверено. Однако несомненно, что расчеты по предотвращению
ускоренного разрушения в этом случае более сложные, чем для
мембранной части сосуда, а для деталей, у которых опорная точка
не найдена, оценку приходится проводить чисто интуитивно.
Остановимся на реальном поведении материала сосуда давле-
ния. Хотя критический интервал изменения напряжений в сере-
дине толщины стенки или в опорной точке определяется конфи-
гурацией этого узла и характером системы нагружения, его пре-
делы ограничены от -j-oy до —ау. Если конструктор в качестве
критерия начала текучести принял условный предел текучести а0,2
при рабочей температуре или еще более высокое его значение, он
может получить значительные отклонения от упрощенной теоре-
тической модели. Тилли, Вуд и Таира показали, что под действием
циклов с заданным напряжением многие материалы имеют уско-
ренное возрастание деформации растяжения. Очевидно, что при
таком состоянии материалов нельзя гарантировать отсутствие
ускоренного разрушения. Чтобы экспериментально проверить это
положение, нужно испытать образцы в условиях одноосного растя-
жения-сжатия при предполагаемых в эксплуатации сосуда тем-
пературе и диапазоне циклических напряжений. Если будет на-
блюдаться существенное возрастание деформаций, сосуд должен
быть переконструирован с тем, чтобы снизить напряжения в сере-
дине толщины стенки или в опорной точке до более подходящего
уровня.
3.5.5. Усталость при высокой^ температуре. Исключив воз-.
можность возникновения ускоренного разрушения, конструктор
126
должен решить вопрос о малоцикловой усталости в зонах кон-
центрации напряжений. Хотя теоретически найти число циклов
напряжений для деталей простой формы при использовании этих
положений нетрудно, рассчитать долговечность реальных кон-
струкций весьма сложно. Точно определить условия термического
нагружения при пусках и остановах оборудования зачастую не
представляется возможным, кроме того, имеется еще много не-
ясностей относительно истинной природы поведения материалов
в условиях циклического деформирования при высоких темпера-
турах.
Вероятно, одним из наиболее эффективных путей получения
соответствующих данных по сопротивлению малоцикловой уста-
лости были бы непосредственные измерения на работающих со-
судах давления, однако это нецелесообразно, особенно в тех
случаях, когда проектируемый сосуд существенно отличается от
сосудов, находящихся в эксплуатации.
Одним из авторов настоящей главы предложен весьма прибли-
женный метод расчета сосуда применительно к тем случаям, когда
деформация ползучести в переходном периоде мала по сравнению
с деформацией ползучести, накопленной на стадии установив-
шегося режима эксплуатации. Этот метод не имеет эксперимен-
тального подтверждения, однако целесообразность его исполь-
зования состоит в том, что он дает возможность оценить условия
деформирования в критических зонах конструкции.
В качестве первого приближения предполагается, что напря-
жения, возникающие в периоды нестационарных режимов работы
сосуда, могут суммироваться на основе принципа суперпозиции
с напряжениями стационарных периодов эксплуатации, опре-
деленными по кривой напряжение—время. Чтобы найти кривую
релаксации в условиях ползучести, можно воспользоваться мето-
дами, изложенными в § 3.3, а для вычисления напряжений и де-
формаций переходного периода рекомендуется применять методы
упругопластического расчета. В тех случаях, когда для определе-
ния локальной пластической деформации в зонах концентрации
в пластической области расчеты невозможно выполнить, допу-
стимо провести упругий расчет с использованием аппроксимации
по Нейберу [58]:
В действительности циклическое нагружение может увеличи-
вать скорость ползучести. Это обстоятельство не должно повлиять
на точность расчетов, относящихся к перераспределению напря-
жений, однако необходимо иметь в виду, что в этом случае уста-
новившееся напряжение, достигается за более короткий отрезок
времени, чем при постоянной нагрузке.
Подобным образом циклическое нагружение в сочетании с пол-
зучестью может или увеличить, или уменьшить предел текучести
материала при кратковременных испытаниях на растяжение. В пер-
127
Рис. X13. Диаграмма изменения на-
пряжений и деформаций в критической
зоне сосуда при действии высоких не-
стационарных напряжений и темпера-
туры:
1 — цикл в начале срока службы;
2 — цикл после периода работы
вом случае будем иметь допол-
нительный запас прочности, во
втором — расчеты могут ока-
заться недостаточно надежными.
При этом конкретные значения
следует уточнить применительно к материалам, используемым
в сосудах при соответствующей температуре.
На рис. 3.13 приведены диаграммы, схематично показывающие
типичную форму цикла изменения напряжений и деформаций
в опасной зоне сосуда как на ранней стадии, так и после значи-
тельного периода эксплуатации при высокой температуре, вклю-
чая периоды нестационарных режимов.
Рассмотрим, как использовать эту информацию для прогно-
зирования возможности-разрушения. По характеристикам уста-
лостной прочности сталей при высокой температуре в настоящее
время имеется большое количество экспериментальных данных.
Значительная часть опытов проводилась при режиме мягкого на-
гружения (при фиксированной амплитуде напряжений за цикл),
что приблизительно соответствует условиям, наблюдаемым в мем-
бранной части сосуда давления [92—95]. В этой связи особый
интерес представляют результаты испытаний Таира [96, 97],
проведенных в условиях двухосного напряженного состояния при
нагружении цилиндрических образцов циклическим внутренним
давлением.
Поведение материала около зон с резким изменением формы
сечения приближается к условиям деформирования с заданной
амплитудой деформации за цикл, в особенности в условиях вы-
сокой степени стеснения деформаций, присущей опасным крити-
ческим зонам сосуда.
В этом случае наиболее важными являются результаты уста-
лостных испытаний при жестком режиме нагружения (с задан-
ной величиной амплитуды деформации за цикл). Наибольшая часть
опубликованной информации относится к литым и кованым мате-
риалам [98—108].
Из анализа результатов испытания можно сделать два суще-
ственных вывода.
1. При испытаниях с заданной амплитудой напряжения может
наблюдаться ускоренное накопление деформации растяжения,
даже если среднее напряжение цикла равно нулю. Как было от-
128
мечено ранее, это особенно важно для оценки возможности воз-
никновения ускоренного разрушения сосудов давления, под-
верженных циклическому нагружению.
2. Долговечность данного материала во время испытаний при
жестком режиме нагружения с заданной амплитудой деформации
уменьшается с увеличением длительности выдержки между цик-
лами при широком варьировании параметров испытаний на мало-
цикловую усталость (рис. 3.14). Использование результатов
рис. 3.14 для решения практических проблем вызывает значитель-
ные трудности. Совершенно очевидно, что исходя из необходи-
мости получения результатов в течение приемлемого периода вре-
мени нельзя проводить испытания при ожидаемых в эксплуатации
диапазонах деформации длительности выдержки между циклами.
Обычно испытания проводят при номинально постоянной дефор-
мации в течение периодов выдержки образца. В действительности,
как это видно из рис. 3.13, максимальная деформация возникает
только в течение короткого времени при переходном режиме,
а в остальное время материал подвергается действию сравнительно
низкого постоянного напряжения.
Следовательно, для использования результатов испытаний при-
менительно к реальным условиям эксплуатации необходимо вы-
брать определенный закон суммирования повреждений, который
позволял бы оценить влияние деформаций, происходящих в раз-
личных частях цикла. Надо сказать, что затронутая проблема
является самостоятельной и далеко не изученной областью, тре-
бующей проведения значительного объема исследований. Как вре-
менное решение можно использовать предложения Мэнсона и Хэл-
форда [109—111 ], хотя они еще недостаточно глубоко обоснованы.
Возможны определенные усовершенствования, повышающие точ-
ность прогнозов, в особенности в области низких деформаций [112].
Во многих практических случаях дополнительные затрудне-
ния вызывает учет переменной температуры. Между числом циклов
до разрушения в испыта-
ниях, проведенных при по-
стоянной температуре (со-
ответствующей верхней
Рис. 3.14. Влияние времени вы-
держки между циклами на долго-
вечность стали типа 316. Испы-
тания на растяжение-сжатие
и знакопеременный изгиб при
600° С:
I ~3 — 1 цикл/мии + выдержка,
звакопеременный изгиб; (1 — е =
•±0.80%; 2-ес = ±1,43%; 3-
• 1.50% ); 4—6—2 цикл/мин-{-
+ выдержка, растяжение-сжатие
(*-ее= ±1,53%; 5-8 =
•1.49%; 6 - вс= ±1,43%)
9 Р. Никольс
температуре реального термического цикла), и в испытаниях, про-
веденных при переменной температуре, для многих сталей суще-
ственной разницы не наблюдается. Однако это положение не со-
храняется, если при температурах ниже верхней температуры
цикла материал обладает пониженной пластичностью. Так, Колс
и Четти [102] показали, что этот эффект заметно проявился при
испытании хромомолибденовой стали и был несущественным у хро-
момолибденованадиевой стали.
Используя предложение Мэнсона и Халфорда, число циклов
нагружения до разрушения Nf получим из выражения
Ni==__________,
"f l+JVf(pM)(r + 0,12/r)’
тде р — эффективная доля каждого цикла, в течение которой
материал испытывает максимальное напряжение; q — частота,
цикл/мин; А и г — постоянные материала, определяемые по кри-
вой длительной прочности напряжение—время до разрушения,
которая описывается выражением
аг= 1,75^, (А)"
(Nf— число циклов до разрушения при испытаниях с непрерыв-
ным циклированием без выдержки между циклами).
Если нет соответствующих экспериментальных данных, то при-
ближенно можно Nf определить’по формуле
Де, = 3'5°ц“ Nf'12 + D0-6N°f's,
где Де, — изменение суммарной (упругая + пластическая +
+ ползучесть) деформации; ault — предел прочности материала
при соответствующей температуре, определенный по стандартным
испытаниям на растяжение; Е — модуль Юнга при соответствую-
щей температуре и D — пластичность (сужение поперечного се-
чения при разрыве) материала при соответствующей температуре,
полученная по стандартным испытаниям на растяжение.
Описанная методика приближенной оценки долговечности' при-
годна для основного металла, но не для сварных соединений. В этой
области совершенно нет экспериментальных данных, хотя суще-
ствует общее мнение, что при рассматриваемых вариантах нагру-
жения оценка долговечности сварных соединений имеет более
важное значение, чем основного металла. Следует полагать, что
в условиях циклического нагружения дефекты шва и его грубая
поверхность будут иметь существенное значение при снижении
долговечности. Следовательно, необходимо избегать сварных со-
единений в непосредственной близости от конструктивных эле-
ментов сосуда, являющихся концентраторами напряжений. Более
того, для сварных соединений, расположенных в зонах с относи-
тельно низкими напряжениями, крайне желательно зачищать уси-
ления шва и особое внимание уделять выявлению дефектов.
130
3.6. Примеры расчетов на ползучесть
Методом упругого расчета определяют распределение напря-
жений около зон концентрации в начальный момент времени.
Затем устанавливают степень релаксации напряжений до момента
времени, после которого не происходит их дальнейшее перерас-
пределение, что позволяет найти деформацию ползучести для лю-
бого срока службы сосуда. При таких анализах нагрузка прини-
мается постоянной.
Следовательно, численный пример должен проиллюстрировать,
каким образом основные концепции и аналитические методы, из-
ложенные в данной главе, используются при выполнении практи-
ческих расчетов; должно быть показано также, какие трудности
могут встретиться конструктору при проведении расчетов на пол-
зучесть.
3.6.1. Кривые ползучести и формулы для расчетов. Определим
исходные данные по ползучести, которые необходимы для анализа.
Сведения по деформации ползучести углеродистомарганцевой
стали G-28B в широком интервале по длительности содержатся
в работе Вуда и Вейда [113]. Примем для рассматриваемого при-
мера температуру 400° С; из соответствующих кривых ползучести,
приведенных на рис. 3.15, а, имеем (табл. 3.1).
Поскольку в рассматриваемом примере напряжения изме-
няются от начального момента времени, для описания кривых пол-
зучести при постоянных напряжениях (рис. 3.15, а) примем выра-
жение (3.2). Найдем постоянные А, т и п. На рис. 3.15, б приве-
дена зависимость ге от о для различных заданных времен. Средний
наклон семейства прямых линий дает п = 6,3. Аналогично сред-
ний наклон семейства прямых линий на рис. 3.15, в дает т — 0,43.
Используем одну из кривых ползучести, например при а =
= 15,4 кгс/мма, для определения постоянной А. В произвольный
момент времени t = 800 ч деформация ползучести гс = 0,005,
отсюда А = 1,41-10"10. Следовательно, ползучесть
ес= 1,41 • Ю"10^-3/0»43.
Согласно Пенни [47 ] для описания ползучести при изменяю-
щемся напряжении и постоянной нагрузке применяем гипотезу
Таблица 3.1
<J, кгс/мм2 е^, % ПРИ t (ч)» равном
100 500 1000 2000 3000 4000
10,8 0,02 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09
13,9 0,08 0,18 0,25 0,35 0,42 0,48
15,4 0,21 0,41 0,55 0,75 0,88 1,00
16,9 0,34 0,64 0,84 1,10 1,30 —
старения. В этом случае выражение (3.4) дает соотношение гс =
= тДо'1/'"-1, для которого численные значения постоянных уже
определены.
3.6.2. Расчет участка с концентратором. Рассчитаем зоны
около отверстия в сферической части сосуда, нагруженного вну-
тренним давлением, при этом используем метод анализа, опубли-
кованный Пенни [47]. Для расчета более сложных случаев гео-
метрических концентраторов следует пользоваться сведениями из
источников, указанных в работе Пенни [47].
Показанный на рис. 3.16 элемент классифицируется согласно
части 2 стандарта BS 1515 как неукрепленное отверстие. В зависи-
мости от размера отверстия выбирается соответствующий пара-
метр р, используемый для упругого расчета (см. гл. 1).
3.6.3. Напряжения в начальный момент времени. Данные
по теоретическому коэффициенту концентрации напряжений около
отверстий различного диаметра приведены в работе Лекки и Пенни
[114]. Соответственно в стандартах дается ограничение предель-
ной величины упругого напряжения, например максимальной,
равной 2,50^, которая используется для расчета максимально до-
пустимого начального напряжения az. Для выбранного в нашем
примере материала расчетное значение напряжения по стандарту
при 400° С составляет 9,2 кгс/мм2, следовательно, а,- = k<J0 «S
Если k «С 2,5, ст0 = ad = 9,2 кгс/мм2 и <тг = 9,2 кгс/мм2,
если k >2,5, о0 = 2,5od/k и at- = 23,1 кгс/мм2.
3.6.4. Время до установления стационарного напряжения.
Для определения времени ts, необходимого для завер-
шения процесса перераспределения напряжений при различных
значениях р, Пенни [47 ] предложил
безразмерное соотношение
— TsCT" ( асг \п
\ \ Oq /
Рис. 3.16. Часть сосуда с неукрепленным от-
верстием. Размеры соответствуют р = 0,5;
г ~\f R
Р о I/ т
132
Рис 3.17. Время до установившегося напря-
н ‘ ’ жения:
А — k = 2,15; а, = 20,0 кгс/мм»; f =
§800» В — k = 2,5; = 23,1 кгс/мм2; =
2500; М - k = 4,35; = 23,1 кгс/мм2; ts =
=_j2 500; С — k — 6,35; ot=23,F кгс/мм2; /s = 5000
Значения /х, <Jcr и ecr найдем
по кривой ползучести на рис. 3.15, а,
используя те же параметры, которые
были установлены при определении
постоянной А. Итак, известны все
необходимые количественные данные:
ст =15,4 кгс/мм2; /п=0,43; n=6,3; 8^=0,005; £=16 950 кгс/мм2
при 400° С; G = 800 ч; ст0 = f (р) [114]; ts = f (р) [47].
На рис. 3.17 приведен график изменения времени ts в зависи-
мости от параметра р, на котором ясно видно ограничение началь-
кого напряжения до 2,5arf. Между точками А и В (^^2,5) на-
чальное напряжение увеличивается соответственно увеличению
степени релаксации и уменьшению времени ts. Между точками В
и С о{ = 23,1 кгс/мм2, что в сочетании с изменениями формы и раз-
меров дает выпуклую кривую.
3.6.5. Стационарное напряжение. Установлено [47], что коэф-
фициент концентрации стационарного напряжения ks — это функ-
ция параметра р. Имея в виду, что <rs = ksa0, приведем численные
значения необходимых величин для одного значения р = 0,5, по-
скольку для других р методика сохраняется прежней:
р ad сто k °i ks °, ‘s
0,5 9,2 6,5 3,45 23,1 1,75 ' 11,7 8500
Кривые изменения начального напряжения до стационарного
уровня даны на рис. 3.18 для случая, показанного на рис. 3.16,
при р = 0,5 и <т0 = 6,5 кгс/мм2.
На кривых рис. 3.18 точно известно только положение точек А
и Ц, поскольку метод [47] не учитывает действительного соотно-
шения между напряжением и временем при ползучести в течение
переходного периода. Таким
образом, без специальных
расчетов на ползучесть в этом
случае мы получаем только
минимальную информацию.
Рис. 3.18. Кривые ползучести пе-
реходного периода (р = 0,5):
1 — разрушение (t == 7000); 2 — зона
концентрации; 3 — мембранная часть;
/ — переходная ползучесть; // — ста-
ционарная ползучесть
133
Однако в ряде случаев представляет интерес и форма кривой пол-
зучести переходного периода.
3.6.6. Напряжения ползучести переходного периода. Предпо-
лагаем, что между точками А и D (см. рис. 3.18) напряжение из-
меняется по экспоненциальному закону, как это вытекает из ана-
лиза процесса ползучести. Рассмотрим два варианта снижения
напряжений с оценкой деформации ползучести, имея в виду, что
полученные при этом кривые постулированные, т. е. не вполне
точно отвечают нашему примеру. Имеем соотношение а = А х (1 +
+ Л2е-а<)> где А1г А2 и а — постоянные для выбранной формы
переходной кривой. При t = 0 значения о = oh а при t = ts
о = os, откуда определяем Л! и Л2. Для двух переходных кри-
вых показатель а равен 2/ts и 8/ts.
Следовательно,
а = 4-; <т= 6,45 + 8,75e-2//Zs; (3.23)
а = 4~'> 0 = 7,6 + 7,4е-8<//’. (3.24)
3.6.7. Деформация ползучести переходного и стационарного
периодов. Кривую деформации ползучести переходного периода
при постоянной нагрузке получим интегрированием соотноше-
ния ес = тАап1т~1, построенного с использованием гипотезы
старения:
ts
et = mA J o'1/"1-1 dt.
, о
Подставляя значение а из выражений (3.23) и (3.24), имеем
a = А; ez = тЛ j (6,45 + 8,57e~2//4"*m-1 dt;
0
a = A; ez = mA J (7,6 + 7,4e-8///0^m-1 dt.
о
Численным интегрированием найдем при a = 2/ts e< = 0,069 =
— 6,9%; при a = 8//s ez = 0,041 = 4,1%.
Предположим для сравнения, что ползучесть, связанная с пере-
ходным процессом, происходит мгновенно вдоль линии АС (см.
рис. 3.18) и as устанавливается при t = 0. В этом случае траекто-
рия релаксации напряжений будет ломаная ACD, а расчетная
деформация переходной ползучести, получаемая из уравнения
кривой ползучести — A^f1, равна 0,25%. Это и будет, оче-
134
видно, нижней границей деформации ползучести переходного
периода. „
Допустим, что расчетный срок службы сосуда составляет
10® ч, при этом напряжение os действует в интервале времени
между t = ts и t = 10®, откуда получим деформацию ползучести
стационарного периода:
ю»
es = mA<r" J tm~l dt = 0,46%.
3.6.8. Повреждаемость в течение переходной и стационарной
ползучести. В § 3.4.3 даны критерии разрушения при ползучести
в условиях изменяющегося напряжения, при этом повреждае-
мость материала была представлена в суммарной форме. Имея
аналитические соотношения для напряжений ползучести в тече-
ние переходного периода, выразим повреждаемость материала
в интегральной форме:
где Dt — параметр повреждаемости, равный единице при раз-
рушении; tr — время до разрушения при напряжении о.
Используя данные длительной прочности [ИЗ], получим
о = —1,17 log, tr + 25,4.
Имея два соотношения для напряжений ползучести переход-
ного периода, используем их в сочетании с упомянутым выше.
Тогда
Dt= j
о
где
при а = 2/t s f (0 = 7,34e“2</'s —16,2;
приа=8//3 f(f) — 6,34e~8z/<s— 15,2.
После численного интегрирования
при а = 2/ts Dt = 0,098;
при а = 8% Dt = 0,031.
Принимая за нижнюю границу повреждаемости в переходном
периоде линию ACD (см. рис.’3.18), имеем Dt — 0,002. Допустим,
ЧТо верхняя граница соответствует линии АВ, т. е. сохраняется
в течение всего переходного периода напряжение о;. В этом слу-
135
Таблица 3.2
Форма кривой ползучести переходного периода Деформация ползучести, % Параметр повреждае- мости
за 8500 ч et за 10® ч Gt + 8s за 8500 ч Dt за 105 ч °t + DS
а = 2/ ts 6,9 7,36 0,098 0,121
а = 8/ts 4,1 4,56 0,031 0,054
Нижняя граница (ACD) • . . 0,25 0,71 0,002 0,025
Верхняя граница (АВ) . . . — — 1,0 (за 7000 ч) —
чае повреждаемость Dt = 1 накапливается за 7000 ч, т. е. за
время, меньшее ts.
Для периода стационарной ползучести повреждаемость в ин-
тервале от t = ts до t = 105 составляет Ds = 0,023, и таким обра-
зом может быть определена суммарная повреждаемость для всего
срока службы как Dt + Ds.
Результаты для рассматриваемого примера обобщены в табл .3.2.
Как было указано ранее, основная цель рассуждений заклю-
чалась в том, чтобы показать, какого рода расчетную информацию
по ползучести можно получить в настоящее время и какие нужно
сделать предположения при формулировке заключений о надеж-
ности реального сосуда, работающего в условиях ползучести.
Исходя из этого, в выбранном примере показаны трудности, кото-
рые могут встретиться при расчетах на ползучесть специальных
сосудов.
Данные по ползучести, подобные показанным на рис. 3.15, б,
встречаются исключительно редко, поэтому следует считать боль-
шой удачей, если конструктор сможет найти такие сведения для
конкретного материала и интервалов температуры. Используемые
в этом примере данные [113] относятся к стали G-28B по специфи-
кации BS 1501 161, однако совершенно ясно, что их нельзя ис-
пользовать для всех сталей указанной спецификации.
Дополнительным лимитирующим параметром является тем-
пература испытания, поскольку даже если и имеются данные при-
менительно к выбранному материалу, температура испытания и
расчетная температура, как правило, не совпадают. Поэтому це-
лесообразно, если для реальных материалов необходимы расчеты
на ползучесть, установить такой порядок, чтобы по крайней мере
кратковременные (сравнительно с проектном ресурсом) испытания
на ползучесть были стандартизированы и проводились при соот-
ветствующем уровне температур. Только в этом случае можно
будет иметь достаточную информацию для установления констант
и параметров уравнения ползучести.
Кроме того, в сертификатах на материал следует в одинаковой
степени регламентировать как кратковременные механические
свойства, так и характеристики ползучести.
136
В рассматриваемом примере сделано предположение, что со-
суд в течение расчетного срока службы работает при постоянной
нагрузке (давлении). Хотя в данном примере напряжения изме-
няются, сохранение постоянства нагрузки необходимо для обос-
нованного применения теории ползучести. Расчетное напряжение
9 2 кгс/мм2 выбрано как типичное значение по стандарту, но при
использовании данных по длительной прочности (см. § 3.6.8) для
срока службы 105 ч ,и разрушающее напряжение составляет
12,3 кгс/мм2. Следовательно, исследуемый материал обладает бо-
лее высокими характеристиками длительной прочности, чем это
устанавливается стандартом. Если бы реальный сосуд рассчиты-
вался по данным, которые были использованы в примере, а мате-
риал имел бы другие фактические свойства, то есть все основания
сомневаться в обоснованности расчетов, поскольку «консерва-
тивные предположения» не всегда очевидны в отношении дефор-
мации ползучести и характеристик длительной прочности.
В примере использовалось уравнение кривой ползучести для
срока службы 105 ч и при этом считалось, что в условиях эксплуа-
тации сосуда третья стадия ползучести еще не будет достигнута.
Вероятно, оправдано применение уравнения ползучести для ста-
ционарных условий при напряжении 11,7 кгс/мм2, что несколько
превышает допускаемое значение по стандарту, однако при напря-
жении 15,4 кгс/мм2, без сомнения, наступит третья стадия пол-
зучести. Таким образом, очень важна оценка обоснованности при-
менения расчетного уравнения ползучести, а при отсутствии кри-
вой ползучести, показывающей момент наступления третьей ста-
дии, наилучшим решением будет ограничение использования урав-
нения ползучести до уровня напряжения, соответствующего зна-
чениям по стандарту для длительных периодов эксплуатации при
стационарном напряжении.
Используемый в данном случае аналитический метод позволил
рассчитать деформацию ползучести и параметр повреждаемости
(§ 3.6.8). При этом деформация была весьма значительной, в то
время как повреждаемость оказалась неожиданно низкой. При
оценке возможности разрушения по параметру повреждаемости
Деформация ползучести в явной форме не учитывается, поэтому
следует установить, нет ли в этом противоречия, так как разру-
шению должна предшествовать ограниченная деформация. На
основании исследования соотношения между деформацией ползу-
чести и коэффициентом повреждаемости установлено, что оба эти
параметра согласуются между собой.
Несмотря на то что в течение первой стадии ползучести может
накапливаться довольно большая деформация, фактическая повре-
ждаемость материала незначительна, но после первичной стадии
(период установившейся ползучести) наблюдается существенная
повреждаемость. Поскольку в нашем примере деформация рассчи-
тывалась от начального момента времени, естественно, была учтена
и Деформация на первой стадии ползучести. _
137
ЛИТЕРАТУРА
1. Finnie, I. and Heller, W. R. (1959). ’Creep of Engineering Materials’.
McGraw-Hill, New York.
2. McLean, D. (1962). ’Mechanical Properties in Metals’. John Wiley, New
York.
3. Kennedy, A. J. (1962). ’Processes of Creep and Fatigue in Metals*. Oliver
& Boyd, Edinburgh.
4. Garafolo, F. (1965). ’Fundamentals of Creep and Creep Rupture in Me-
tals’. Macmillan, New York.
5. Gemmill, M. G. (1966). ’The Technology and Properties of Ferrous Alloys
for High Temperature Use’. Newnes, London.
6. High Temperature Properties of Steels (1966). Joint BISRA and Iron
and Steel Institute Conference, Eastbourne. *
7. Robinson, V. S., Pearse, A. W. and Stout, R. D. et al. (1964/66/68). Creep
rupture properties of pressure vessel steels. Weld. Bull. Res. Supp. 43, 534s—540s
(1964); ibid., 45, 357s—367s (1966); ibid., 47, 145s—154s (1968).
8. Elevated Temperature Properties of Cr. Mo. Steel (1953). ASTM Special
Technical Publication DS6.
9. Elevated Temperature Properties of Wrought Medium Carbon Steel (1958).
ASTM Special Technical Publication DS15.
10. Elevated Temperature Properties of Weld Deposit (1958). ASTM Special
Technical Publication DS16.
11. Elevated Temperature Properties of Chromium Steels (1958). ASTM Spe-
cial Technical Publication DS 18.
12. Elevated Temperature Properties of Carbon Steels (1959). ASTM Special
Technical Publication pSH.
13. Elevated Temperature Properties of Stainless Steels (1965). ASTM Special
Technical Publication DS5.
14. Steels Data Manual. UKAEA Report TRG 840 (R).
15. Sulley, A. H. (1949). ’Metallic Creep and Creep Resistant Alloys’.
Butterworth, London.
16. Kanter, J. J. (1936). Interpretation and use of creep results. J. Amer.
Sc. Metals 24, 870.
17. Norton, F. H. (1929). ’The Creep of Steel at High Temperature’. McGraw-
Hill, New York.
18. Bailey, R. W. (1930). Engineering 129, 265.
19. Graham, A. and Walles, K. F. A. (1955). J. Iron Steel Inst. 179, 105.
20. Prandtl, L. (1928). Ein Gedankmodellzur Kinetichen Theorie des testem
Korber (The Influence of Time upon Creep — The Hyperbolic Sine Creep Law).
Z. Angew. Math. Meeh. 8, 85.
21. Nadai, A. and Timoshenko, S. (1938). ’60th Anniversary Volume', p. 155.
Macmillan, New York.
22. Davis, E. A. (1943). Creep and relaxation of oxygen free copper. Trans.
ASME 65 A 101.
23. Johnson, A. E. (1949). Creep and relaxation of metals at high tempera-
ture. Engineering 168, 237.
24. Ohji, K. and Marin, J. (1964). Creep of Metals under Non-steady Condi-
tions of Stress, Conference on Thermal Loading and Creep in Structures and Compo-
nents, London, 1964. Proc. Inst. Meeh. Engrs. 178, Pari 3L, 126.
25. Работнов Ю. H. (1948). Расчет конструкции машин в области ползу-
чести. АН СССР, 6, 789.
26. Работнов Ю. Н. (1948). Связь теории упругой механики разрушения
с последействием. Прикладная математика и механика, 12, 53.
27. Taira, S., Tanaka, К. and Ohji, К- (I960). A mechanism of deformation
of metals at high temperature. Bulletin Japan Soc. Meeh. Engrs 3, 228.
28. Taira, S., Tanaka, K- and Ohji, K. (1961). Creep of mild steel under
periodic stresses of rectangular wave. Bulletin Japan Soc. Meeh. Engrs 4, 254.
29. Oding, I. A. (1965). ’Creep and Stress Relaxation’. Oliver & Boyd, Edin-
burgh.
138
30. Armstrong, P. J. (1967). A Single Representation of Constant Temperature
Ггреп under Varying Multiaxial Stress. CEGB Report RD/B/N.826.
СГ 31. Warren, J. W. L (1966). A Survey of the Mechanisms oiSLJniaxial Creep
reformations in Metals,. Bristol College of Science and Technology Report No. 84.
32. Cockroft, R. D. H (1969). Ph. D Thesis, Cambridge. \
33. Marriott, D. L. and Leckie, F. A. (1964). Some Observations on the
reflection of Structures during Creep, Conference on Thermal Loading and Creep
in Structures, London, 1964, Proc. Inst Meeh. Engrs 178, Part 3L, 115.
34. Townley, С. H. A. (1970). The Use of Computers in the Creep Analysis
of Power Plant Structures. A. E. Johnson Memorial Volume — to be published.
.35 . Bailey, R. W. (1935). Utilisation of creep tests data in engineering de-
sign Proc. Inst. Meeh. Engrs 131, 131.
36. Soderberg, C. R. (1936). Interpretation of creep tests for machine design.
Trans. ASME 58, 733.
37. Odquist, F. K. G. (1936). Theory of creep under combined stress, with
application to high temperature machinery. Royal Swedish Academy Eng. Res.4
Proc. 141, 31.
38. Popov, E. P. (1943). Stresses in turbine discs at high tempetature. J.
Franklin Inst. 243, 365.
39. Bienieck, M. and Freudenthal, A. M. (1960). Creep deformation and stres-
ses in pressurised, long cylindrical shells. J. Aerospace Sci. 27 (10), 763.
40. Gemma, A. E. (1960). The creep deformation of symmetrically loaded
cylindrical shells. J. Aerospace Sci. 27 (12), 953.
41. Frederick, С. O., Chubb, E. J. and Bromley, W. P. (1966). Cyclic, Loading
of a Tube with Creep, Plasticity and Thermal Effects, Applied Mechanics Conven-
tion, Cambridge 1966. Proc. Inst. Meeh. Engrs 180, Part 31, 448.
42. Johnson, A. E. (1960). Comp lex-stress creep of metals. Metallurgical
Review 5, 447.
43. Mendelson, A., Hirschberg, M. H. and Manson, S. S. (1959). A general
approach to the practical solution. J. Basic Engineering. Trans. ASME 81, Se-
ries D, 585.
44. Stricklin, J. A., Hsu, P. T. and Pian, T. H. H. (1964). Large elastic;
plastic and creep deflection of curved beams on axisymmetric shells. AIAA Journal
2(9), 1613.
45. Greenbaum, G. A. and Rubinstein, M. F. (1968). Creep analysis of axi-
symmetric bodies using finite elements. Nuclear Engineering and Structures 7 (4),
373.
46. Ecclestone, M. J. (1969). Triangular Elemental Stress and Strain Analysis
(TESS). CEGB Reports RD/C/N362 and RD/C/N363.
47. Penny, R. K. (1967). The creep of spherical shells containing discontinuities.
Intern. J. Meeh. Sci. 9, 373.
• 48. Ratcliffe, R. T. and Greenwood, G. W. (1965). The mechanism of cavi-
tation in magnesium during creep. Phil. Mag. 12, 59.
49. Day, R. V. (1965). Intercrystalline creep failure in 1 Cr. Mo. steel. J. Iron
Steel Inst. 203 (3), 279.
50. Soderberg, C. R. (1936). Interpretation of creep tests for machine design.
Trans. ASME 58, 733.
51. Johnson, A. E., Henderson, J. and Khun, B. (1962). ’Comp lex-stress
Creep, Relaxation and Fracture of Metallic Alloys’. HM Stationery Office, London.
52. Skelton, W. J. and Crossland, B. (1967). Creep of Thick Walled Cylin-
ders: ’Development of a Testing Machine and Preliminary Results’. University
of Belfast Dept, of Mechanical Engineering, Report No. 186.
53. Walters, D. J. (1968). An Experimental Justification of the PITT Pro-
gram. CEGB Report RD/B/N. 1202.
т x . Taylor, T. E. (1969). High temperature testing of pressure vessels. Proc.
Inst. Meeh. Engrs. 183, 51.
55. Chubb, E. J. and Goodall, Д. W. (1969). Contribution to discussion on
paper by Taylor (1969) — see ref. (54).
1 oo- Calladine, C. R. (1964). Stress concentrations in steady state creep — in-
rpolation between solutions in elasticity and plasticity. Conference on Thermal
139
Loading and Creep in Structures, London, 1964. Proc. Inst. Meeh. Engrs. 178,
Part 3L, 198. /
57. Wahl/ A. M. (1964). Design approach to creep rupture of structural com-
ponents for inaterials of limited ductility, Conference on Thermal Loading and
Creep in Siructures, London, 1964. Proc. Inst. Meeh. Engrs 178, Part 3L, 20.
58. Neuber, H. (1961). Theory of stress concentration for shear strained
prismatic bodies of arbitrary non-linear stress strain law. Trans. ASME 28, Se-
ries E,.544.
59. Larson, F. R and Miller, J. (1952). A time temperature relationship
for rupture and creep stresses. Trans. ASME 74, 765.
60. Manson, S. S. and Halford, A. M. (1953). A Linear Time-Temperature
Relation for Extrapolation of Creep and Creep Rupture Data. NACA Report TN2890.
61. Mendelson, A., Roberts, E. and Manson, S. S. (1965). Optimisation of
time-temperature parameters for creep and stress rupture. NASA Report TN D-2975.
62. Orr, R. L., Sherby, O. D. and Dorn, J. E. (1954). Correlations of rupture
data for metals at elevated temperatures. Trans. ASME 46, 113.
63. Manson, S. E., and Brown, W. F. (1953). Time-temperature stress rela-
tions for the correlation of the extrapolation of stress rupture data. Proc. ASTM
53, 693;
64. Conway, J. P. (1967). Stress Rupture Parameters—Origin, Calculation
and Use. General Electric Co. Report. GEMP-555.
65. Murray, G. (1963). Extrapolation of the results of cre?p tests by means
of parametric formulae, Proceedings, International Conference on Creep, London,
1963. Published by Inst. Meeh. Engrs., London. <
66. Manson, S. S. and Brown, J. F. (1959). A Survey of the Effects of Non-
steady Load and Temperature Conditions in the Creep of Metals. ASTM Special
Technical Publication 260.
67. Freeman, J. W. and Voorhees, H. R. (1965). Literature Survey on Creep
Damage in Materials. ASTM Special Technical Publication 391.
68. Oding, I. A. and Burduksky, V. V. (1956). ’Colloquium on Deformation
and Flow of Solids', Madrid 1955. Springer Verlag, Berlin.
69. Одинг И. А., Бурдакский В. В. (1960). Влияние переменного сило-
вого режима на длительную прочность стали. —В сб.: Исследования по жаро-
прочным сплавам, 6, 77.
70. Steiner, С. J. Р, de Barbadello, J. J., Pearce, A. W. and Stout, R. D.
(1968). The Creep Rupture Properties of Welded Pressure Vessel Steels, Symposium
on Properties of Weldments at Elevated Temperatures, American Welding Society,
Chicago.
71. Taira, S. and Ohtani, R. (1968). A. Contribution to Creep Fracture under
Combined Stress, IUTAM Conference, East Kilbride.
72. Rimrott, F. P. J. and Muensterer, H. (1964), Creep rupture' life prediction
for a Prandtl material, Conference on Thermal Loading and Creep in Structures
and Components, London, 1964. Proc. Inst. Meeh. Engrs 178, Part 3L, 186.
73. Rattinger, I. and Padlog, J. (1961). Creep in pressurised cylindrical
shells. J. Aerospace Eng. 20 (3), 26.
74. Fessler, H., Gill, P. A. T. and Stanley, P. (1968). A Material for Accele-
rated Creep Testing with Models, Conference on Recent Advances in Stress Analysis,
Southampton.
75. Ellison and Sullivan (1967). Effect of creep on fatigue behaviour. Trans.
ASME 60, 1.
76. Lazan, B. J. (1949). Dynamic creep and rupture properties,of temperature
resistant materials under tensile fatigue stress. Proc. ASTM 49, 757.
77. Taira, S. and Koterazawa, R. (1961). Investigation of dynamic creep and
rupture of a low carbon steel. Bulletin Japan Soc. Meeh. Eng. 4, 238.
78. Taira, S. and Koterazawa, R. (1962). Dynamic creep and fatigue of an
18—8 Mo. Cr. steel at elevated temperature. Bulletin Japan Soc. Meeh. Eng.
5, 15.
79. Taira, S. and Koterazawa, R. (1961). Dynamjc Creep and Fatigue of
Metallic Materials at Elevated Temperature, Fourth Japan Congress on Testing
Materials.
140
80. Taira, S. and Koterazawa, R. (1962). Some Experiments and Analysis
of Dynamic Compressor Creep, Fifth Japan Congress on Testing Materials.
81. Davies, P. W., Sidey, D. and Wilshire, B. (1969). Some observations
on the creep and fracture of nimonic 80A under combined creeps fatigue condi-
tions. J- Inter. Metals 97, 15. \
82. Randall, P. N. (1962). Cumulative damage in creep rupture tests of a car-
• bon steel. J. Basic Eng. 84, Series, D, 239. \
83. Clark, C. L. and White, A. E. (1936). The properties of metals at elevated
temperature. Univ. Mich. Eng. Res. Bull. 27.
84. Keil, E. and Meier, G. (1968). Creep and fatigue behaviour of the high
temperature alloy, 40 Co. Cr. Ni. W. 4520. Materialpruefung 10, 116.21.
85. Day, M. F. and Cummings, W. M. (1968). Creep of a Carbon Manganese
Steel under Cyclic Stress and Temperature. National Engineering Laboratory Report
No. 342.
86. Edmunds, H. G. and Beer, F. J. (1961). Notes on incremental collapse
in pressure vessels. J. Meeh. Eng. Sci. 3, 187.
87. Beer, F. J. (1969). Plastic Growth of Pressurised Shell Through Inter-
action' of Steady Pressure with Cyclic Thermal Stress. Paper 22, International
Conference on Thermal Stresses and Thermal Fatigue, Berkeley (Butterworths,
London).
88. Payne, D. J. (1964). Thermal cycling of T section beams, Conference on
Thermal Loading and Creep in Structures and Components, London, 1964: Proc.
Inst. Meeh. Engrs 178, Part 3L, 303.
89. Townley, С. H. A. (1968). The Application of Elastic Plastic Analysis
to Pressure Vessel Design. CEGB Report RD/B/N. 1105.
90. Procter, E. and Flinders, R. F. (1968). Shakedown investigation in par-
tial penetration of welded nozzles in a spherical shell. Nucl. Eng. Design 8, 171.
91. Townley, С. H. A. and Chubb, E. J. (1967). Computation of Strain
History of a Thick Tube during Thermal and Pressure Cycling, International Con-
ference on Thermal and High Strain Fatigue, Institute of Metals, London.
92. Tilly, G. P. (1967). Influence of Static and Cyclic Loads on the Defor-
mation Behaviour of an Alloy Steel at 600° C, International Conference on Thermal
and High Strain Fatigue, Institute of Metals, London.
93. Tilly, G. P. and Walles, K. F. A. (1967). Creep and fatigue behaviour
of materials. Engineer 224, 551.
94. Tilly, G. P., (1966). Fracture behaviour of two creep resistant materials
104^еС^е<^ *° C^C^C l°ads a eleva*ed temperature. Proc. Inst. Meeh. Engrs 180,
95. Wood, D. S. (1966). The effect of creep on the high strain fatigue behaviour
of a pressure vessel steel. Weld. J. 45 (2), 90-S-6.
96. Taira, S. Ohnami, M. and Kyogoku, T. (1963). Thermal fatigue under
pulsating thermal stress cycling. Bulletin Japan Soc. Meeh. Engrs 6, 178.
97. Taira, S., Ohnami, M. and Taksus, I. (1965). Thermal Fatigue under
Multiaxial Thermal Stress, Eighth Japan Congress on Testing Materials.
98. Dawson, R. A. T., Elder, W. J., Hill, G. J.'and Price, A. T. (1967).
High Strain Fatigue of Austenitic Steels, International Conference on Thermal
and High Strain Fatigue, Institute of Metals, London.
T 99. Coles, A., Hill, G. J., Dawson, R. A. T. and Watson, S. J. (1967).
The High Strain Fatigue Properties of Low-Alloy Creep Resisting Steels, Inter-
national Conference on Thermal and High Strain Fatigue, Institute of Metals,
London.
100. Sumner, G. (1967). The Low Endurance Fatigue Behaviour of 20%
Ci*-,25% Ni. 0*7% Nb. Stainiess Steel at 25, 650 and 750° C, International
Conference on Thermal and High Strain Fatigue, Institute of Metals, London.
D 101. Hill, G. J. (1967). The Failure of Wrought 1% Cr—Mo-V Steels in
Keyerse Bending High Strain Fatigue at 550° C, International Conference on Ther-
mal and High Strain Fatigue, Institute of Metals, London.
R к . • Coles, A. and Chitty, A. (1967). Ductility and Reverse Bend Fatigue
ai?$ayl°ur of C—Mo and Cr—Mo—V Steel, International Conference on Thermal
na High Strain Fatigue, Institute, of Metals, London.
141
/
103. Mackenzie, С. T. and Benham, P. P. (1966). Push pull low endurance
fatigue of En25/and En32B steels at 20° C and 450° C. Proc. Inst. Meeh. Engrs
180, Part 31, 424.
104. Edmdnds, H. G. and White, D. J. (1966). Observations on the effeef
of creep relaxation on high strain fatigue. J. Meeh. Eng. Sci. 8, 310.
105. Krempl, E. and Walker, C. D. (1968). The effect of creep rupture ducti-
lity and hold time on the 1000° F strain fatigue behaviour of a ICr IMo 0,25V steel.
ASTM Symposium on Fatigue at High Temperature.
106. Ellison, E. G. (1969). The Interaction of Creep and Fatigue with Special
Reference to Thermal Fatigue. J. Meeh. Eng. Sci. 11 (3), 318.
107. Benham, P. P. (1968). High temperature low cycle fatigue — a survey
of British work. J. Exp. Meeh. 8 (7), 309.
108. Forest, P. G. (1962). ’Fatigue in Metals/ Pergamon Press, Oxford.
109. Manson, S. S. and Halford, G. R. (1967). A Method of Estimating High
Temperature Low Cycle Fatigue Behaviour of Materials, International Conference
on Thermal and High Strain Fatigue, Institute of Metals, London.
110. Manson, S. S. (1968). A single procedure for estimating high tempera-
ture low cycle fatigue, J. Exp. Meeh. 8 (8), 349.
111. Manson, S. S. and Halford, G. R. (1968). Application of a method
of estimating high temperature low cycle fatigue behaviour of materials. Trans.
ASME 61, 94.
112. Marshall, P. and Cook, T. R. (1969). Prediction of Failure of Materials
Under Cyclic Loading. Paper 6, International Conference on Thermal Stresses and
Thermal Fatigue, Berkeley (Butterworths, London).
113. Wood, D. S. and Wade, J. B. (1964). Creep and stress rupture properties
of pressure vessel steels, International Conference on Creep, London, 1963, Proc.
Inst. Meeh. Engrs 178, Part ЗА, 105.
114. Leckie, F. A. and Penny, R. K. (1963). Stress Concentration Factors
for the Stresses at Nozzle Intersections in Pressure Vessels, Welding Research
Council Bulletin No. 90.
Г л а в а .4 \
ПРОБЛЕМА ХРУПКОГО РАЗРУШЕНИЯ
Возможность хрупкого разрушения пластичных материалов
была установлена еще в прошлом столетии, однако только в сравни-
тельно недавнее время, особенно в связи с широким распростра-
нением сварных конструкций, эта проблема стала решаться с уче-
том выбора и применения соответствующих материалов. Катастро-
фические разрушения, приводящие к полному выходу из строя
конструкции, происходят при сравнительно низких уровнях при-
ложенных напряжений, часто меньше допускаемых значений, взя-
тых по расчетным стандартам. Отличительной особенностью хруп-
кого разрушения является возникновение очага разрушения при
малой степени деформации и быстрое его распространение в пло-
скости, нормальной поверхности изделия. В перлитных сталях
хрупкое разрушение характеризуется обычно кристаллическим
изломом, а .в конструкциях — шевронным изломом, причем ше-
вроны направлены к начальной точке разрушения.
Число описанных катастрофических хрупких разрушений со-
судов давления, изготовленных из стали небольшой прочности,
относительно невелико, причем основная их часть относится к со-
судам давления, не подвергавшимся термообработке для снятия
напряжений [1—31. В Великобритании до 1959 г. не зарегистри-
рованы случаи хрупкого разрушения сосудов, у которых термо-
обработкой были сняты внутренние напряжения [4]. Однако
впоследствии при гидравлическом испытании произошло три из-
вестных разрушения сосудов, выполненных из низколегированных
сталей, прошедших термообработку [5—7] (см. также гл. II). Раз-
рушения имели катастрофический характер (рис. 4.1), однако
наряду с этим, особенно в процессе изготовления, происходили
мелкие разрушения, сведения о которых не опубликовывались.
В большинстве случаев они были вызваны использованием мате-
риалов недостаточно высокого качества и высокими остаточными
термическими или технологическими напряжениями. Хотя заре-
гистрированное число катастрофических разрушений невелико,
современная тенденция применения более толстостенных сосудов
и недостаточная изученность поведения легированных сталей сви-
детельствуют о необходимости тщательного рассмотрения этой
проблемы.
Относительно большое количество хрупких разрушений свар-
ных корпусов кораблей в период 1940—1950 гг. потребовало про-
143
Рис. 4.1. Хрупкое разрушение сосуда давления, изготовленного
из стали, содержащей Мп, Сг, Мо и V. Сосуд диаметром 1700 мм,
с толщиной стенки 1500 мм разрушился при гидравлическом ис-
пытании при температуре около 10° С [6]
ведения широких исследований хрупкой прочности вначале глав-
ным образом малоуглеродистых сталей, а в последнее время и
высокопрочных сплавов. В результате этих исследований были
определены качественные критерия предупреждения хрупких раз-
рушений и сформулированы специальные требования по количе-
ственной оценке. Вероятность хрупкого разрушения повышается
при высоком уровне напряжений, особенно в ферритных сталях
(в зонах конструктивных концентраторов напряжений, при уве-
личении толщины стенки конструкции, с понижением температуры
и с повышением скорости нагружения). Улучшения конструкций,
уменьшение размера дефектов и сведение к минимуму остаточных
напряжений — все это снижает опасность хрупких разрушений.
Однако на практике любая сварная конструкция имеет некоторый
температурный порог, ниже которого вероятность хрупких разру-
шений прогрессивно возрастает. В связи с этим исследования ко-
личественной оценки сопротивления материала хрупкому разру-
шению (т. е. количественное определение его вязкости-при нали-
чии надрезов или трещин) получили весьма широкое распростра-
нение.
144
4.1. Испытания надрезанных образцов -
Сопротивление перлитных сталей хрупкому разрушению су-
щественно зависит от размера и сечения детали. Поэтому в образ-
цах небольшого размера, предназначенных для качественного
контроля и весьма удобных для лабораторных методов испытания,
трудно воспроизвести условия нагружения, соответствующие усло-
виям хрупкого разрушения при эксплуатации. Одним из ранних,
наиболее разработанных в этом направлении был метод ударных
испытаний надрезанных образцов на изгиб, в которых малые раз-
меры образца компенсировались применением надреза и высокой
скорости деформирования [8, 9]. В настоящее время для кон-
трольных испытаний по оценке качества сталей перлитного класса
наиболее широкое распространение получили образцы Шарли
с острым V-образным надрезом (рис. 4.2) ПО, 11]. Испытания на
ударную вязкость в интервале температур обнаруживают переход
от высоких к низким значениям работы разрушения образца
(рис. 4.3, а). Принято переходную температуру материала опре-
делять как температуру, при.которой для разрушения образца
требуется минимальная энергия, например 2,1, 2,8 или4,2кгс-м.
Установлено также, что у углеродистых сталей при переходе от
вязкого разрушения к хрупкому наблюдается закономерное из-
менение внешнего вида излома образцов от волокнистого до кри-
сталлического. Процент кристалличности или волокнистости в из-
ломе, взятый по диаграмме рис. 4.3, б, использовался как критерий
при альтернативном определении переходной температуры. При
решении многих конструкторских задач требуется тем или другим
способом находить переходную температуру стали для прямого
или косвенного определения минимальной рабочей температуры,
до которой выбранная сталь может быть применена без опасности
хрупкого разрушения. Наиболее распространено определение ми-
нимальной работы разрушения образца при заданной температуре,
что служит одним из условий спецификации на поставку стали.
Ни одну из перечисленных характеристик, найденных испы-
таниями на удар, нельзя непосредственно использовать в инженер-
ных расчетах. Как работа, затраченная на разрушение образца, так
и переходная температура зависят от
размера испытуемого образца, остро-
ты надреза и скорости нагружения
образца. Увеличение любого из этих
параметров приводит к повышению
переходной температуры.
Рис. 4.2. Типы образцов (длиной 55 мм, ши-
риной 10 мм) с надрезом для испытаний на
ударную вязкость:
“ с U-образным надрезом: б — с ключевидным
адрезом Шарли; в — с V-образным надрезом
‘ Шарли
145
10
Р» Никольс
%
кгс м
-,/4
100
I
75
50
90t,%
-60
О
Рис. 4.3. Результаты испытаний на ударную вяз-
кость по Шарли образцов с V-образным надрезом:
а — кривые переходной температуры для малоугле-
родистой стали; б — вид изломов образцов; 1 —
энергия; 2 — кристалличность
Ценность применения образцов малого .размера при испыта-
ниях на удар возрастет, если имеется корреляция с поведением
конструкций натурной величины. В большинстве случаев прямое
соответствие не наблюдается, но тем не менее анализ большого
числа эксплуатационных разрушений свидетельствует о возмож-
ности такой корреляции. Полученные соотношения, естественно,
не могут быть непосредственно применены к реальным условиям
эксплуатации, однако они позволяют всесторонне оценить фак-
торы, определяющие хрупкое разрушение. Это привело к разра-
ботке ряда методов испытаний и образцов различных по размерам
(вплоть до натурной толщины промышленного листа), а также по
форме и остроте надрезов (в том числе в виде искусственных тре-
щин, имитирующих сварочные). Характеризовать сопротивление
материала хрупкому разрушению можно по величине напряжения
или энергии при разрушении, внешнему виду излома, пластич-
ности или переходной температуре. Логическим развитием по-
добного рода испытаний было появление типовых (натурных) испы-
таний, в которых условия их проведения приближаются к пред-
полагаемым эксплуатационным и'обычно выполняются на натур-
ных образцах. Широкое распространение получили испытания при
деформировании образца энергией взрыва по возникновению, рас-
пространению и торможению трещин в сварных пластинах и т. п.
Результаты подобных испытаний обычно сопоставляют с резуль-
татами серийных испытаний образцов малого размера (чаще всего
на ударную вязкость по Шарпи).
4.2. Методы выбора материала
Описанные выше факторы и отсутствие простой и надежной
теории обусловливают появление многочисленных и часто про-
тиворечивых подходов к проблеме предотвращения хрупких раз-
рушений. Выбор того или иного подхода зависит от типа кон-
струкции и особенно от экономических и социальных последствий
разрушений. Очевидно, что полной гарантией предупреждения
хрупкого разрушения было бы использование материалов с опти-
146
мальными свойствами и наиболее благоприятным уровнем напря-
жений. Точные количественные расчеты, которые построены на
факторах, определяющих разрушение конструкции, дают опти-
мальное решение этой проблемы. К сожалению, в настоящее время
это не представляется возможным.
4.2.1. Эмпирические зависимости эксплуатационных разруше-
ний от свойств материала. Выбор материала может базироваться
на опыте разрушений только в том случае, если данные разрушений
позволяют установить минимальную вязкость материала. Такие
результаты имеются, например, для сварных корпусов кораблей,
где наблюдалось значительное число хрупких разрушений.
В связи с этим проведены обширные исследования по определе-
нию характеристик вязкости разрушенных и неразрушенных ли-
стов при температурах, соответствующих условиям разрушения
в эксплуатации [12—14]. Вязкость материала в основном нахо-
дилась испытаниями на ударную вязкость по Шарпи образцов
с V-образным надрезом. Например, Вильямс [12] испытывал
листы, снятые более чем со 100 разрушенных кораблей, установил
различия свойств этих листов и дал следующую их классификацию:
1) с источником хрупкого разрушения; 2) с разрушением от рас-
пространяющейся трещины; 3) без трещины или с заторможенной
трещиной. Листы первой группы имели максимальную переходную
температуру Тп, которая определялась энергией разрушения, со-
ставляющей в испытаниях по Шарпи 2,1 кгс-м (рис. 4.4). Среднее
значение энергии разрушения для листов I группы примерно равно
1 кгс-м, для листов II группы — 1,3 кгс-м и для листов
III группы—2,2 кгс-м. Только 10% листов I группы имели
энергию разрушения свыше 1,4 кгс-м, причем максимальное зна-
чение составляло 1,6 кгс-м.
Позднее Хадсон и Бойд [14], сравнивая энергиии разрушения
и внешний вид более 500 изломов (испытания по Шарпи), пришли
к выводу о необходимости оценки хрупкости материала по обеим
характеристикам. Почти все листы с хрупкими трещинами имели
поглощенную энергию менее 4,9 кгс-м и более 70% кристаллич-
ность излома.
Итак, Вильямс рекомендует использовать листы с энергией
разрушения по Шарпи не менее 1,4 кгс-м при минимальной ра-
бочей температуре, а Хадсон и Бойд — с энергией разрушения
не менее 4,9 кгс-м и с волокнистостью в изломе не менее 30%.
Частично указанные выше расхождения можно объяснить разли-
чиями технологии производства, химического состава и толщин
листов.
Использованные при конструировании корпусов кораблей соот-
ношения не могут быть применены к конструкциям других типов.
Частично это объясняется тем, что случаев разрушений конструк-
ции недостаточно для статистического анализа и, кроме того, при-
веденные разрушения не имеют подробных описаний. Исследова-
ния различных конструкций [1—3, 15—17] позволяют сформу-
10* 147
Рис. 4.4. Частотные кривые распределения переходной температуры, соответ-
ствующей энергии разрушения 2,1 кгс-м, для:
а — 38 листов типа I; б — 52 листа типа II; в— 40 листов типа III; 1 — кривая нор-
мального распределения; 2 — стандартное отклонение переходной температуры; • —
среднее значение для трех интервалов; О — средняя переходная температура всех
листов; х — средняя ’переходная температура разрушенных листов
лировать некоторые общие положения, касающиеся в основном
малоуглеродистых сталей.
Факторами, способствующими хрупким разрушениям, яв-
ляются: пониженная ударная вязкость стали при рабочей тем-
пературе (энергия разрушения в испытаниях по Шарли), образ-
цов с V-образным надрезом, большая толщина стенки или сече-
ния детали и концентраторы напряжений. При действиии оста-
точных растягивающих напряжений разрушения часто возникают
в зонах, имеющих повреждения структуры в результате сварки.
Многочисленные исследования позволяют сделать вывод, что
особое значение в этом вопросе имеет улучшение качества стали
путем усовершенствования металлургической технологии, струк-
148
туры и химического состава. В частности, установлено, что удар-
ная вязкость повышается при увеличении отношения содержания
марганца к углероду и при увеличении содержания никеля. Для
данного химического состава наилучшими характеристиками удар-
ной вязкости обладает сталь с мелким зерном, получаемым добав-
кой алюминия или повышением скорости охлаждения.
Эти общие положения относительно влияния различных фак-
торов, улучшающих ударную вязкость стали, в сочетании с дан-
ными анализов хрупких разрушений в эксплуатационных усло-
виях являются основой для многих современных стандартов на
материал. Большинство этих стандартов дают только качествен-
ные рекомендации относительно действия различных факторов,
определяющих склонность материала к хрупкому разрушению,
т. е. позволяют выбрать марку стали, технологию ее производства,
режим термообработки и уровень кратковременных механических
свойств, минимальную энергию разрушения при испытаниях на
ударную вязкость (обычно методом Шарпи) при данной темпера-
туре. Стандарты учитывают толщину листа, и, как правило, для
листов толщиной менее 13 мм термообработка не обязательна.
4.2.2. Критерий переходной температуры. Выбор малоугле-
родистой или низколегированной стали основан на предупрежде-
нии хрупких разрушений и связан с определением переходной тем-
пературы одним из методов испытаний. Использование того или
иного вида испытания зависит от назначения детали, индивидуаль-
ной точки зрения исследователя и других соображений, в частно-
сти, у конструктора и изготовителя сосуда давления могут потре-
бовать выполнения всех требований заказчика. Все виды испыта-
ний можно классифицировать по трем категориям: изгиб надрезан-
ных образцов, растяжение надрезанных образцов и растяжение
с изгибом. В качестве критериев используются: работа разруше-
ния, внешний вид излома или пластическая деформация, предшест-
вующая разрушению (которая часто измеряется как относительное
сужение в вершине надреза).
Цель этих испытаний — определение условий перехода от
хрупкого разрушения материала к вязкому при увеличении тем-
пературы испытания [18—20].
Испытания на изгиб. Определяемая при испытаниях на удар-
ную вязкость переходная температура зависит не только от ско-
рости деформирования и размеров образца, но и от остроты над-
реза (образцы Шарпи с V- и U-образными надрезами). Некоторые
из этих факторов устранены в разработанном Шнадтом методе
Ударных испытаний надрезанных образцов [21, 22].'
Испытуемый образец (рис. 4.5) в общем подобен образцу Шарпи
и имеет острый накатанный или выдавленный надрез с радиусом
в вершине меньше 0,01 мм. С противоположной стороны в образец
вставляется закаленный штифт, который создает дополнительное
стеснение (ограничивает эффект деформации сжатия), расценивае-
мое Шнадтом как фактор, серьезно влияющий на результаты.
149
10
По данным испытаний, при двух скоростях удара 1 и 5 м/с опреде-
ляются температуры, при которых удельная ударная вязкость
достигает соответственно 3,5 и 7 кгс/см2.
Метод испытания по Шнадту имеет некоторые преимущества
по сравнению с подобными более распространенными и стандарти-
зованными ударными испытаниями надрезанных образцов (осо-
бенно с острым надрезом). Он предполагает уменьшение доли
энергии, поглощаемой при деформировании материала в сжатой
зоне образца из-за использования высоких скоростей деформиро-
вания, соизмеримых со скоростями распространения трещин
в эксплуатации. Однако еще остается невыясненным вопрос, на-
сколько реальна такая оценка материала. Данные [32], относя-
щиеся .к сталям с низкой прочностью, показывают, что температура
остановки трещины обычно на 20—70° С выше, чем температура,
соответствующая поглощенной энергии в 4,9 кгс-м при стандарт-
ных испытаниях по Шарпи образцов с V-образным надрезом.
Исходя из этого, по-видимому, следует ставить вопрос о более
осторожном и, следовательно, менее экономичном использовании
материалов.
Развитие испытаний на удар, в которых влияние масштабного
фактора было бы исключено использованием образцов натурной
толщины, сдерживалось недостатком испытательного оборудова-
ния соответствующей мощности. Исключение составляют испыта-
ния с помощью падающего груза, разработанные Пеллини в воен-
но-морской исследовательской лаборатории США [23], в которых
применялся специальный образец с надрезом в валике хрупкого
наплавленного металла, наносимого на поверхность одной из его
сторон (рис. 4.6). Образец размером 25,4x 89x 355 мм распола-
гался на опорах пролетом 305 мм и испытывался на изгиб падаю-
щим грузом, причем стрела прогиба в каждом опыте была постоян-
ной. Наибольшая температура, при которой толщина, иниции-
руемая от надреза в наплавленном валике, проходит через все
150
1
200
Рис. 4.7. Образец Ван дер Вина
Рис. 4.6. Образцы после испытаний
падающим грузом [37]
сечение образца, обозначается как температура нулевой пластич-
ности. Методика испытаний Пеллини стандартизована в США, и
критерий этой температуры используется при установлении допу-
стимой вязкости стального листа, зачастую без непосредственной
корреляции с критерием энергии разрушения по Шарпи. Кроме
того, этот критерий используется при расчете сопротивления сосу-
дов хрупкому разрушению.
Если скорости деформирования ограничены уровнем эксплуа-
тационного нагружения (близкого к статическому), то образцы
натурного сечения можно испытывать, используя стандартное
оборудование» Типичным методом испытаний медленным изгибом
является метод Ван дер Вина [451. Образцы натурной толщины
(например, из листа) с выдавленным надрезом (рис. 4.7) испыты-
ваются на изгиб в определенном диапазоне температур. За крите-
рий принимается переходная температура, соответствующая обус-
ловленному прогибу образца при разрушении и характеру излома,
чаще всего при 50% волокнистости.
Испытания на растяжение. Испытания образцов большого
сечения на растяжение с высокой скоростью деформирования не
проводятся вследствие значительной сложности требуемого для
этого оборудования. Наиболее широко применяемый метод испы-
тания при статическом растяжении предложен Типпером [26].
В образцах натурной толщины с двух противоположных сторон
делают надрезы глубиной 3,2 мм и с углом 45° (рис. 4.8). Преиму-
щества этого метода заключаются в использовании образцов на-
турного размера и в более легком измерении нагрузки при растя-
жении, чем при изгибе, однако более высокая мощность испыта-
тельных машин при растяжении является одним из факторов боль-
шей популярности испытаний на изгиб. Поскольку в испытаниях
на растяжение была обнаружена относительно резко выраженная
переходная область температур при оценке по величине попереч-
ного сужения образца или по виду излома, эти испытания были ис-
пользованы для определения вязкости разрушенных корабельных
листов [13]. В 32 случаях верхняя переходная температура (т. е.
151
наименьшая температура полностью волокнистого излома) пре-
вышала температуру, при которой происходили эксплуатационные
разрушения.
Существуют различные варианты испытания, отличающиеся
размерами образцов и профилем надреза. В методе испытания
Ноурена [27 ] применяются образцы, в которых инициирование
трещины осуществляется так же, как при испытаниях падающим
грузом по Пеллини. Хрупкий валик наплавляется на поверхность
надрезанного образца, в результате трещины в испытуемом об-
разце возникают или в процессе наплавки валика, или на началь-
ной стадии испытания на растяжение. При этом критерием для
определения переходной температуры служит номинальное раз-
рушающее напряжение.
Трудности проведения испытаний на растяжение пластин боль-
шого сечения, а также недостаток информации относительно кор-
реляции с результатами испытаний образцов малого размера огра-
ничивают широкое применение испытаний надрезанных образцов
на растяжение как способа оценки вязкости материала, кроме
того, в большинстве использованных образцов до возникновения
начальной трещины в смежных с надрезом зонах происходит зна-
чительная пластическая деформация. ч-
Испытания на растяжение с изгибом. Надрезанный со стороны
одной кромки образец (рис. 4.9) подвергают растяжению, в резуль-
тате чего возникает отрыв или распространение трещины через
сечение образца. При этом ио методу испытания военно-морской
исследовательской лаборатории (США) [28] определяют как энер-
гию, потребную для инициирования и распространения разруше-
ния, так и внешний вид излома. При испытании по критерию энер-
гии распространения трещины получают четкую переходную
область, однако характер этой области для критерия энергии воз-
никновения трещины зависит от остроты надреза образца. Подоб-
ные испытания предусматривают различные типы надрезов, об-
152
Рис. 4.10. Образец для испытания на остановку
трещины [35]:
/ — сварные швы; 2 — упругий элемент; 3 — испытуе-
1 мый образец
легчающие возникновение трещин. Так,
Бэгсар [29 ] использовал острый выдавлен-
ный надрез в образцах большой жесткости
и в качестве критерия принимал темпера-
туру, ПРИ которой происходило быстрое
падение нагрузки в ходе испытания, сви-
детельствующее об образовании хрупких
трещин.
Следует отметить, что испытания раз-
личными методами определенного мате-
риала дают разные значения переходных
температур, поэтому при испытаниях ста-
ли располагают по характеристике вязко-
сти. При отсутствии достаточного количе-
ства данных по разрушениям необходимо
установленные характеристики вязкости материала сравнить с ре-
зультатами натурных испытаний или испытаний, в которых ими-
тируются реальные условия эксплуатации в конструкции.
4.2.3. Критерии типовых испытаний. Многие из описанных
в § 4.2.2 испытаний пригодны для оценки качества листа. Однако
широко разрабатываются сложные испытания, в которых более
точно воспроизводятся условия, определяющие возникновение
или распространение трещин в конструкциях; эти испытания
в настоящее время называют типовыми испытаниями.
Испытания на остановку трещины. Условия, при которых
можно остановить развитие хрупкой трещины, представляют иск-
лючительный интерес, поэтому был разработан целый ряд методов
испытаний по определению температуры остановки трещины
[30—361.
В этих испытаниях применяются образцы обычно в виде пла-
стин с искусственной хрупкой трещиной на одной из ее сторон,
при этом направление распространения трещины перпендику-
лярно приложенному растягивающему напряжению. В одном из
методов испытания хрупкая трещина инициируется при низкой тем-
пературе динамическим нагружением (удар наносится по торцу ко-
нуса, вставляемого в отверстие) на рабочей части образца (рис. 4.10).
Температура, при которой трещина полностью тормозится в ос-
новной части образца, обозначается как температура остановки
трещины Тот. Проведя серию испытаний в диапазоне температур,
определяют зависимость этой температуры от растягивающего
напряжения (рис. 4.11). В различных вариантах подобных испыта-
ний, отличающихся способами инициирования хрупкой трещины
[32], применяются пластины шириной до 2450 мм [33, 34].
153
Рис. 4.11. Зависимость температуры оста-
новки трещины от растягивающего напря-
жения для образцов толщиной 51 мм из
стали по BS1501-224-28:
1 — градиент температуры; 2 — температура
остановки трещины Тот
Впервые испытания такого ти-
па были разработаны Робертсоном
[30], который создавал в испытуе-
мой пластине температурный гра-
диент и определял Тот как темпе-
ратуру, при которой образовав-
шиеся на поверхности излома следы пластической деформа-
ции («губы среза») достигали заметной ширины (рис. 4.12, а).
В этом случае зона торможения трещины на поверхности излома
имеет характерный вид «ногтя» на длине, соответствующей изме-
нению температуры на 30—40° С (рис. 4.12, б). Японские исследо-
ватели считают, что при испытаниях с градиентом температур
в образце в качестве Тот следует принимать температуру конца
трещины. В настоящее время испытания обычно проводят в изо-
термических условиях, т. е. при постоянной температуре по всей
ширине рабочей части испытуемого образца. В этом случае прово-
дят серию испытаний при различных постоянных температурах
и в качестве температуры остановки развития трещины Тот прини-
мают наименьшую температуру, при которой трещина не распро-
страняется через все сечение испытуемой пластины [3§]. В работе
[36] приведено детальное описание методики испытаний и пред-
ложений по их стандартизации.
Использовать данные лабораторных испытаний по опреде-
лению остановки трещины при выборе материалов можно только
в том случае, если эти результаты отвечают реальному поведению
Рис. 4.12. Поверхность излома образцов для определения темпера-
туры остановки трещины ТОт
154
Рис 4 13. Сравнение переходной тем-
пературы ТПер, соответствующей
энергии по Шарпи 4,9 кгс-м с тем-
пературой остановки трещины Тот
листов стали (толщиной не менее 51 мм)
для сосудов давления:
_ _ стали, раскисленные кремнием;
5 _ мелкозернистые стали, раскисленные
алюминием; х - низколегированные ста-
ли; А — малоуглеродистые стали
материала. Испытания различ-
ными методами показали, что
при одной и той же толщине
листа данной стали Тот сохра-
няется относительно постоян-
ной. Рост трещины приводит
к заметному падению напряже-
ния, а сама трещина способна развиваться только до тех пор,
пока запасенная упругая энергия превышает величину, не-
обходимую для ее распространения. Это характерно для многих
конструкций, особенно не подвергаемых отпуску для снятия на-
пряжений. Трещины в них возникают и распространяются вслед-
ствие упругой энергии остаточных напряжений. В таких случаях
расчеты по характеристике температуры остановки трещины сви-
детельствуют о том, что хрупкое разрушение, даже если оно воз-
никает в зоне концентраторов напряжений, не будет катастрофи-
чески распространяться в основной части конструкции, если она
работает в области температур и напряжений правее линии оста-
новки развития трещины (см. рис. 4.11). Практически испытания
на остановку трещины проводят в ограниченном объеме на круп-
ных образцах, поскольку результаты этих испытаний коррели-
руются с величиной энергии разрушения образцов с V-образным
надрезом (по Шарпи). Типичная корреляционная зависимость
между Тот и температурой, соответствующей энергии 4,9 кгс-м по
Шарпи, показана на рис. 4.13.
Поскольку условия для остановки развития трещины в данном
материале более жесткие, чем для ее возникновения, оценка каче-
ства материала с использованием принципов, заложенных в метод
определения Тот, практически усложнена, поэтому данный метод
не получил широкого распространения. Серьезный недостаток
этого метода состоит в том, что значение переходной температуры
зависит от типа и условий нагружения конструкции. Испытания
сосудов давления, имеющих дефекты [37, 38], показали, что оста-
новка трещины при Тот осуществляется только при гидравличе-
ском испытании сосудов.
При повышении упругой энергии в системе вследствие увели-
чения объемов сжатого газа трещина не останавливается и насту-
пает катастрофическое разрушение сосуда. Таким образом, кри-
155
70°
О)
У
Рис. 4.14. Пластина для испытаний по методу Уэллса:
а — пластина; б — продольный шов
терий Тот применим только для систем, в которых вшроцессе рас-
пространения трещины степень релаксации нагрузки обеспечи-
вает остановку трещины еще до того момента, когда ее длина до-
стигнет критического размера (момента внезапного хрупкого
разрушения). Частично разрушения возникают в процессе произ-
водства или при гидравлическом испытании. Например, для кон-
струкций, не термообработанных для снятия остаточных напря-
жений, использовать критерий Тот нельзя, поскольку для оценки
свойств исходного металла листа вблизи сварных швов должны
использоваться критерии, связанные с условием возникновения тре-
щины. Однако непостоянство критерия Тот особенно важно для со-
судов, находящихся под давлением газа или смесей газ— жидкость.
В указанных случаях основная задача сводится к исключению
возможности появления трещин, превышающих критическую
длину. Это привело к разработке методов испытаний, которые ис-
ключают нестабильность (неустойчивый рост трещины) и обычно
классифицируются как испытания на возникновение трещин.
Испытания на возникновение трещин. Анализ кривых прогиба
как функции нагрузки в испытаниях надрезанного бруса при
нагружении статическим и динамическим изгибом [39] позволяет
установить энергию, необходимую для возникновения и распро-
странения хрупкой трещины. Однако использование результатов
испытания образцов малого размера для количественной оценки
составляющих полной работы разрушения связано с трудностями,
которые отмечались в § 4.2.2.
Для определения условий возникновения трещин разработан
ряд методов испытаний; при этом общепринятым является метод
испытания надрезанных широких пластин. В испытаниях по ме-
тоду Уэллса [40] используются образцы, сваренные из двух пла-
стин, имеющих на внутренних кромках острые надрезы, которые
наносятся до сварки (рис. 4.14). Растягивающая нагрузка прикла-
дывается вдоль сварного шва. В результате испытаний серии свар-
156
ных пластин в определенном интервале температур находят пере-
ходную область разрушающих напряжений af по изменению харак-
теристики пластичности (рис. 4.15). Испытания свидетельствуют о
необходимости снятия напряжений, что проявляется в улучшении
структуры материала в зоне термического влияния сварки.
Анализ результатов испытаний широких сварных пластин,
изготовленных из малоуглеродистых сталей, подтверждает основ-
ное положение о соответствии условий испытания /фактическим
условиям работы металла в конструкции, включая зоны сварных
швов, содержащих дефекты [41 ]. Это обстоятельство привело
к широкому признанию и распространению принципов, на кото-
рых базируются испытания на возникновение трещин.
Важно, однако, определить границы применения этих испыта-
ний. Корректность испытания зависит от места расположения над-
реза в охрупченной области сварного соединения. В малоуглеро-
дистых сталях, не прошедших термообработку для снятия остаточ-
ных напряжений, эта область обычно расположена в основном
металле на некотором расстоянии от зоны термического влияния
сварки, причем охрупчивание вызвано деформированием стали
при температуре, соответствующей максимальному эффекту ста-
рения. Глубину надреза (рис. 4.14) следует выбирать таким обра-
зом, чтобы его вершина располагалась в зоне максимального
охрупчивания металла. Для низколегированных сталей вершина
-надреза может не попасть в область наибольшей хрупкости свар-
ного соединения. Характерным примером могут служить испыта-
ния широких пластин из марганцевохромомолибденованадиевой
стали для сосудов давления с пределом прочности около 62 кгс/мм2.
6f, кгС/ММ2
б/, кгс/мм
ьо-
30
М
_ 4178
10
«г
о L, . ,
' -30 -20 -10
т92
4266
459
тъ ту полное разруше-
ние после обицей
текучести.
Цифры- деформа-
ция х 1О~Ц
* Разрушение 'без
обшей текучести
п9 л4 Хрупкое разру-
шение. Цифры
длина трещины,
мм
~0 10 20 30
30 ~ SR
431
4120
Внешний
Ч25У надрез
5)
а)
Рис. 4.15. Прочность при разрушении широких пластин из нормализованной
углеродистомарганцевой стали, раскисленной кремнием, толщиной:
• "*• 25,4 мм; 6—127 мм; 1 — остановка трещины по Робертсону. Точки — электроды
_** Низким содержанием водорода; треугольники — электроды с обмазкой из рутила
* Т1О2; — термообработка для снятия остаточных напряжений
6
0 © ф
* М 45
157
Первый шов Рис. 4.16. Сварной образец:
Р 1 — надрез в зоне термического влияния первого
—*- шва
Ь п
При выполнении стандартных размеров
* надрезов (рис. 4.14) в сварных соедине-
? ниях пластин толщиной 57 мм хрупкие
разрушения не обнаруживаются до тем-
пературы—75° С [42].
Последующие испытания этой стали на образцах малого раз-
мера показали, что максимальное охрупчивание возникает в зоне
термического влияния сварки, в то время как в более удаленной
зоне, в отличие от малоуглеродистой стали, заметного охрупчива-
ния обнаружено не было. Таким образом, испытания широких пла-
стин из этой низколегированной стали будут корректными лишь
в том случае, если вершины надрезов будут расположены в зоне
термического влияния сварки. При этом образцом служит пластина
с двумя взаимно перпендикулярными сварными швами. Образец
изготавливают в следующем порядке: сваривается.первый стыковой
шов, после чего пластину разрезают поперек шва и в зоне макси-
мального охрупчивания вдоль первоначального шва на обеих
половинах пластины делают надрезы, затем обе половины вновь
сваривают вторым стыковым швом по надрезанным кромкам
(рис. 4.16).
Для использования результатов рассматриваемых испытаний
необходимо, чтобы технология изготовления образца, основной
материал пластины, металл шва и острота надрезов были та-
кими же, как в реальной конструкции. Особое значение придается
глубине надреза, поэтому, как было проиллюстрировано выше на
примере низколегированной стали, для определения зоны макси-
мального охрупчивания и, следовательно, требуемой глубины
надреза необходимо провести предварительные исследования.
Параметры процесса сварки также влияют на выбор глубины
надреза вследствие различной степени термической деформации
и охрупчивания в его вершине, причем наиболее высокие пара-
метры могут привести к полному расплавлению металла у вершины
надреза. В сварном соединении наплавленный металл более хру-
пок, чем металл основной пластины, поэтому начальная трещина
может возникнуть в металле шва с образованием протяженной
трещины при объединении ее с надрезом, и в этом случае условия
разрушения будут определяться длиной трещины. Перечисленные
факторы, а также недостаток в оборудовании для испытаний и его
высокая стоимость ограничивают широкое распространение этих
испытаний, служащих основой расчетных рекомендаций.
Ассоциации Англии рекомендовали применять критерий воз-
никновения трещины как основу выбора материала [45]. Для
определения минимально допустимой рабочей температуры в за-
158
висимости от толщины изделия данной группы сталей принимается
температура, при которой разрушение происходит со средней
деформацией 0,5%. Соответствующие графики испытаний приве-
дены на рис. 4.17. Так же, как и в других типовых испытаниях,
результаты испытаний широких пластин можно сопоставить с ре-
зультатами ударных испытаний по Шарпи образцов с V-образным
надрезом. Это позволяет построить эмпирические зависимости
минимально допустимой рабочей температуры Ттш от толщины з
листа и от температуры испытания. Для конструкций с полностью
снятыми остаточными напряжениями при толщине листа до 76 мм
(рис. 4.17, б) принимаются различные требования по величине
ударной вязкости в зависимости от категории прочности стали.
Натурные и модельные испытания. В этих типовых испытаниях
стремятся воспроизвести условия нагружения реальных конст-
рукций. При испытаниях главным образом определяют условия
возникновения трещин, хотя можно также изучать и условия их
распространения. Различные исследователи изучали условия
возникновения трещин на моделях или на сосудах давления натур-
ной величины, в которых создавались естественные или искус-
ственные дефекты с контролируемыми параметрами. При доста-
точно протяженных дефектах сосуды разрушались при напряже-
ниях значительно ниже допускаемых пределом текучести. Такие
испытания проводились на цилиндрических [37, 38, 46] и сфери-
ческих сосудах [47] с дефектами, распространяющимися на часть
толщины стенки или создающими сквозные трещины. Так, напри-
Рис. 4.17. Минимально допустимые соотношения «температура — толщина
стенки» для сосудов давления [45] (результаты испытаний по Уэллсу):
вя~ нетеРмообработанные для снятия остаточных напряжений; б — термообработанные
дая снятия остаточных напряжений; / — разрушение при средней деформации 0,5%;
Ударная вязкость по Шарпи при —20° С около-2,8 кгс-м; 2 — то же, при —50° С
159
Рис. 4.18. Разрушения стальных сосудов диаметром 1500 мм
с дефектом длиной 300 мм, испытывавшихся при температуре
выше Т'т:
а — под внутренним давлением жидкости; б — с добавкой 10%
воздуха
мер, испытывались участки газопровода, изготовленного из угле-
родистой полуспокойной стали диаметром 760 мм, с толщиной
стенки около 7 мм, со сквозными дефектами длиной 25,4—200 мм,
в заданном интервале температур [46]. С соответствующей коррек-
тировкой, учитывающей пластическую деформацию в вершинах
дефектов и эффект местного выпучивания стенки При наличии
дефекта, соотношение между напряжением возникновения разру-
шения и размером дефекта описывалось критерием Гриффитса—
Ирвина [48] л/о2 = const, где I — половина длины трещины;
а — номинальное приложенное напряжение. При испытании
выше или ниже переходной температуры, определенной по резуль-
татам испытаний образцов малых размеров, не было обнаружено
резкого изменения разрушающих напряжений.
Подобные заключения были сделаны по результатам испытаний
сосудов диаметром 1500 мм и с толщиной стенки 25,4 мм, изготов-
ленных из малоуглеродистой стали одинаковой прочности (аиП =
= 43-Г-49 кгс/мм2), но с различной ударной вязкостью [38, 86].
При температуре гидравлических испытаний выше температуры
остановки трещины распространение тормозилось в пределах не-
скольких десятков миллиметров, но когда было добавлено 10%
воздуха, сосуд разрушился при том же давлении. В этом случае
происходило непрерывное распространение трещины, которое
160
привело к катастрофическому разрушению сосуда (рис. 4.18).
Таким образом, хотя условия возникновения трещины не измени-
лись, степень ее распространения и последующее повреждение
зависели от запаса энергии в системе (влияние этого фактора на
температуру Тот см. выше).
Серией испытаний [49] установлено, что предварительное
деформирование при повышенных температурах в вязком состоя-
нии снижает опасность хрупкого разрушения при низкой темпе-
ратуре. Как правило, такое деформирование увеличивает разру-
шающие напряжения; причем это объясняется возникновением
остаточных напряжений сжатия по концам дефекта и положитель-
ным влиянием наклепа материала в этих зонах. Единственным
исключением было испытание сосуда с дефектом длиной около
600 мм. Снижение напряжений хрупкого разрушения было выз-
вано выпучиванием стенки (связанным с большой длиной дефекта),
создающим остаточные растягивающие напряжения.
Влияние остаточных напряжений, а также механического и
термического способов их снятия исследовалось на сферических
сосудах диаметром 1500 мм и толщиной стенки 25,4 мм [47].
В сферическую модели вваривались испытуемые диски диаметром
около 900 мм со сварным соединением предварительно надрезан-
ных по кромке половин (по типу образцов, используемых в испы-
таниях по методу Уэллса). Было установлено, что хрупкому раз-
рушению при низком напряженном состоянии металла способство-
вали пониженная ударная вязкость металла в надрезе, низкая тем-
пература, большая острота надреза и высокие остаточные растяги-
вающие напряжения, в то время как снятие остаточных напряже-
ний повышало уровень разрушающих напряжений. Результаты
испытаний сосудов давления до разрушения использовались также
для качественной оценки характеристик вязкости новых сталей.
Например, результаты испытаний сосудов, изготовленных из
стали с 9% Ni под давлением при температурах до —196° С, пока-
зали ее' высокую сопротивляемость хрупкому разрушению
[50, 51 ]. Другие данные по хрупкому разрушению были получены
при испытаниях на малоцикловую усталость сосудов диаметром
900'мм со штуцерами [52].
Наряду с основным объемом испытаний сосудов по изучению
условий возникновения разрушения некоторая часть эксперимен-
тов была посвящена определению условий распространения тре-
щины применительно к газопроводам. Большой запас энергии в ма-
гистральных газопроводах приводит к возникновению трещин
Длиной в несколько километров, в том случае если скорость рас-
пространения трещин настолько велика, что за время ее роста не
успевает снизиться давление в системе несмотря на утечку газа.
Это зависит от вязкости стали и имеет существенное экономическое
значение.
Испытывая участки газопроводов натурного размера длиной
До 200 м, Баттель [46] динамически инициировал трещины от
П р. Никольс 161
дефектов, распространяющихся на часть толщины стенки, и из-
мерял длину трещины и скорость ее роста. По внешнему виду
изломов определялась переходная область, в которой более высо-
ким температурам испытания соответствовала большая волок-
нистость, причем была установлена линейная зависимость между
процентом кристалличности в изломе и скоростью разрушения.
Проводились поиски метода испытания образцов малого размера,
который бы соответствовал методу испытаний труб натурных раз-
меров. При анализе температур нулевой пластичности и остановки
трещины удалось установить определенную зависимость между
скоростью разрушения образцов малого размера и труб натурных
размеров, при этом наилучшую корреляцию давали испытания на
копре с падающим грузом. Максимальная скорость вязкого разру-
шения составляла 250 м/с.
Предполагается, что при этой скорости трещина остановится
в пределах указанной выше длины трубопровода и, следовательно,
скорость декомпрессии газа будет превышать скорость распро-
странения трещины. Е. Брибекер'и Д. Денисон [53] считают, что
по температуре нулевой пластичности можно определить возмож-
ную скорость разрушения газопровода при заданной температуре
и оценить условия распространения трещин в материале.
4.2.4. Современные критерии выбора материала. Линейная
механика разрушения, обобщенные диаграммы анализа разруше-
ний и критерии критического раскрытия трещин позволяют обос-
новать методы испытаний образцов малого размера, результаты
которых помогут выбрать материал требуемого качества.
Линейная механика разрушения. Наиболее эффективно про-
блема хрупкого разрушения решается с помощью линейной
механики разрушения. Анализ напряженного состояния в зоне
острой трещины упругого материала в сочетании с критическим
коэффициентом интенсивности напряжений при плоской деформа-
ции (7QC) * позволяет найти условия, при которых трещина будет
быстро распространяться [54]. Определив вязкость разрушения,
устанавливают допустимые величины дефекта и остроту надреза,
которые при заданном напряжении не будут распространяться.
При этом для каждой части конструкции необходимо использо-
вать соответствующую ей вязкость разрушения, так как металл
листа, шва и зоны термического влияния сварки имеет разную
вязкость при разрушении. Этот метод применяется 'при выборе
высокопрочных материалов (стиг/ 150 кгс/мм2) дорогостоящих
конструкций или когда разрушение конструкции приводит к ката-
строфическим последствиям.
Вязкость разрушения устанавливают при испытаниях образ-
цов строго определенной формы и размеров, используя довольно
* Вместо критического коэффициента интенсивности напряжений К[с часто
используют эквивалентную ему величину вязкости разрушения G/c. Характери-
стики Kic и Gic связаны простым соотношением через модуль упругости Е и коэф-
фициент Пуассона V. (Прим, ред.)
162
сложное оборудование [55, 56]. Стандартные образцы для опре-
деления Kjc показаны на рис. 4.19. При этом для"низколегирован-
ных сталей В=2,5 где ау—предел текучести стали [12].
Это ограничение позволяет создать в образце условия, соответ-
ствующие плоской деформации с разрушением по типу отрыва.
Такие условия для обычно применяемых в сосудах давления
углеродистых сталей при наиболее типичных толщинах листов
практически достигаются только при отрицательных температу-
рах испытаний [57]. Из рис. 4.20 видно, что для большинства
конструкций необходимая для испытаний температура ниже рабо-
чей температуры.
Расчеты, основанные на принципах линейной механики разру-
шения, базируются на определении и применении значений вяз-
кости разрушения в условиях плоской деформации. Эти условия,
как правило, более жесткие, по сравнению с рабочими условиями,
для большинства сосудов давления, выполненных из сталей пони-
женной прочности, в которых разрушению обычно предшествует
существенная локальная пластическая деформация у конца ини-
циирующего дефекта. Консервативный характер получаемых ре-
зультатов, сложная экспериментальная техника и необходимость
определения размеров и остроты реальных дефектов с высокой
степенью точности — все это обусловило сравнительно редкое при-
менение расчетов, основанных на принципах линейной механики
Рис. 4.19. Стандартные образцы для
определения критического коэффи-
циента интенсивности напряжений при
плоской деформации К.\с-
“ ~ образец для ' испытаний на растяже-
ние: о — образец для испытаний на изгиб;
Ь = (0.46 4-0,55) W
Рис. 4.20. Зависимость коэффициента вязкости разрушения К\с т температуры
для стали А302В в двух состояниях термообработки:
* ~ нормализация с отпуском Тпер = 35* С; 5Г3 = —23,3е С: б — отжиг 7пер = 87е С:
~ мм; □ — 51 мм; v —102 мм; О — ударные испытания; S — кручение. Все
экспериментальные точки подчиняются критерию [12], ан Ь > 2,5 ( 1
\ )
И* 163
б
Рис. 4.21. Диаграммы разрушений по данным взрывных испытаний [37]:
а — хрупкое разрушение; б — выпучивание и разрушение; в — большое выпучивание
и частичное разрушение; г — очень большое выпучивание и локальный пластический раз-
рыв; / — кривая возникновения излома (трещина распространяется до кромок образца);
2 — кривая остановки трещины
разрушения. Однако методы линейной механики разрушения ши-
роко применяются при расчете конструкций, изготовленных из
высокопрочных сталей, титановых и алюминиевых сплавов, где
условия разрушения при плоской деформации возникают более
легко, лимитируя надежную эксплуатацию хрупких материалов.
Расчеты толстостенных сосудов ядерных реакторов из сталей низ-
кой прочности, основанные на принципах линейной механики
разрушения, также представляют интерес [58].
Диаграмма Пеллини—Пьюзака. Одна из первых попыток раз-
работки общей методики расчета сосудов давления из конструк-
ционных сталей была предпринята Пеллини [37 ]. Этот метод учи-
тывал уровень приложенного напряжения, размер дефекта и бази-
ровался на обширном опыте исследования разрушенных сосудов
давления и других конструкций, пр i этом условия эксплуатацион-
ных разрушений воспроизводились в лабораторных испытаниях.
Особенно эффективными были испытания со взрывным иницииро-
ванием трещин (рис. 4.21), в которых квадратные пластины, име-
ющие на поверхности хрупкую наплавку с надрезом, продавлива-
лись через кольцевую опору при взрыве. После серии таких испы-
таний в заданном интервале температур получают три температур-
ных критерия: переходную температуру вязкого разрушения Тх
как самую низкую температуру, при которой трещина не распро-
страняется от надреза при сильном пластическом деформировании
пластины; переходную температуру упругого разрушения Т2
как наивысшую температуру, при которой трещина быстро рас-
164
пространяется из пластической зоны в упругую; температуру
нулевой пластичности Т3 как наивысшую температуру, при кото-
рой трещины быстро распространяются по всей площади пластины
при отсутствии пластической деформации в ее центральной части.
Следует отметить, что температура Т3 соответствует температуре
нулевой пластичности при испытании падающим грузом, описан-
ном выше.
На основании большого числа испытаний стали низкой проч-
ности толщиной 25,4 мм было установлено, что Т2 = Т3 — 33° С;
Т3 = Ti + 33° С. Следовательно, температура нулевой пластич-
ности Т3 может быть использована для определения двух других
критериев. Эти критерии и характер разрушения служат основой
для построения диаграммы анализа разрушений. На рис. 4.22
дана зависимость допускаемого приложенного напряжения, при
котором трещина еще не распространяется, от температуры.
Из диаграммы видно, что температура Т2 соответствует темпе-
ратуре остановки трещины при напряжении, равном пределу теку-
чести, а кривая остановки трещины характеризуется повышением'
температуры при увеличении приложенного напряжения и при
достижении величины предела прочности материала соответствует
температуре Tt. Кривые напряжение—температура соответствуют
условиям распространения начальных трещин или дефектов раз-
личного размера. При напряжениях ниже предела текучести кри-
вые строятся по данным экспериментов, а при температурах выше
Т3 кривые экстраполируются произвольно в точку с температу-
рой Ti. Никольс [59] считает рекомендованный авторами способ
построения кривых в этой части диаграммы дискуссионным и пред-
лагает более обоснованный вариант диаграммы анализа разруше-
ний (рис. 4.23).
Диаграмма анализа разрушений иллюстрирует в простой форме
взаимодействие основных факторов, связанных с хрупким разру-
шением материала. Большое число исследованных разрушений
соответствует кривым диаграммы, однако заслуживают особого
внимания разрушения при испытаниях цилиндрических сосудов
Рис. 4.22. Диаграмма раз-
рушения в функции тем-
пературы Т3- [37]. Кри-
вые возникновения излома
(разрушающие напряже-
ния для'спектра размеров
дефекта):
<25 мм: 2—100—200 мм;
< - 20Р - зоо * -
300—600 мм: 5 — кривая ос-
тановки трещины; 6 — из-
;*5'М яе Распространяется
^ограничение температуры)
165
6 Ъ*33 Тз*66, ‘С
Рис. 4.23. Диаграммы анализа разруше-
ний Никольса [59]:
/ — кривые [развития трещин; 2 — кривые
^остановки трещин
давления с искусственными дефек-
тами. Сосуды, находящиеся под
давлением воздуха, разрушались
катастрофически при температу-
рах выше 7\ даже в тех случаях,
когда номинальное напряжение
о,1ОМ было меньше половины пре-
дела текучести. При гидравличе-
ском испытании сосудов развитие трещины прекращалось в пол-
ном соответствии с диаграммой. В описанных выше экспериментах
не предусмотрено торможение трещины, поэтому при решении
вопроса о пригодности данного метода расчета необходимо рас-
смотреть конкретный тип конструкции и особенно энергетические
условия нагружения.
Кроме того, предложенная диаграмма не учитывает влияние
толщины образцов. Так, определение Тот как Т2 — Т3 + ЗЗоС,
применимое к толщине 25,4 мм, дает слишком заниженные значе-
ния для более толстого листа [60], так как температура Тот повы-
шается при увеличении толщины вследствие большей степени
стеснения деформации.
В'более поздних рекомендациях [61] для получения темпера-
турной кривой остановки трещины предлагалось использовать
испытания пластин натурной толщины по методу падающего груза.
Пеллини предложил эмпирический метод расчета значений К1с
для стали при температуре нулевой пластичности Т3 по резуль-
татам испытаний на копре с падающим грузом [62]. Динамиче-
скую величину с известным'запасом можно выразить эмпириче-
ским соотношением К1с — 0J + 21) [(оу + 21)/<ту ], где ау—
статический предел текучести, кгс/мм2. Используя это выра-
жение в сочетании с расчетом по известным из линейной механики
разрушения соотношениям между номинальным напряжением и
критической длиной трещины, Пеллини определил условия дина-
мического и статического страгивания трещины от дефектов с отно-
шением глубины к протяженности 1 : 2. Совмещение полученных
расчетных значений при температурах ниже Т3 с первона-
чальной диаграммой анализа разрушений показало (рис. 4.24)
хорошее совпадение результатов для статического нагружения,
в то время как при динамическом страгивании трещину хрупкое
разрушение должно было произойти при меньших размерах де-
фекта. Эти результаты получены для сталей небольшой прочности.
Для высокопрочных сталей (с пределом текучести 60—200 кгс/мм2)
соответствующая оценка выполнялась на базе результатов испы-
таний с падающим грузом. В сущности различная форма диаграмм
для этих сталей (что искусственно увеличивает число параметров)
166
при использовании результатов испытании падающим грузом
определяет различия характера переходной области между разру-
шением при плоской деформации (когда применим параметр К.1с)
и разрушением смешанного типа.
Разумное использование предложений различных авторов
поможет классифицировать определенные типы сталей и выяснить
их чувствительность к дефектам. Вопрос о пригодности разрабо-
танных расчетов и методов испытания для достаточно точной
оценки свойств высокопрочных материалов должен решиться
после дальнейших экспериментальных исследований или по ре-
зультатам эксплуатации. Несмотря на это, предложенные в на-
стоящее время разработки и попытки использовать принципы ли-
нейной механики разрушения, не применяя при этом сложную
экспериментальную технику, заслуживают определенного вни-
мания 156].
Метод японского общества инженеров-сварщиков. Принципы
линейной механики разрушения использовались в Японии при
разработке метода испытаний на остановку трещины для опреде-
ления вязкости разрушения. Было постулировано, что величину
Ке можно рассчитать по результатам измерений при испытаниях
на остановку трещины по известному методу двойного растяжения.
Полученные значения температур остановки трещин коррелиро-
вались с переходными температурами, определяемыми при испы-
бном
f>ult
бу
0,75
0,50
0,25
О
Рис. 4.24. Интерпретация диаграммы анализа разрушения с позиций механики
разрушения [62]:
7 — кривая остановки трещины; К/* — данные эксплуатации; К/с — данные динамиче-
ского расчета; — данные статического расчета; № — значения Кс в зависимости от
ограничений по толщине; — область динамических значений К/с по данным
эксплуатационных разрушений
167
таниях на ударную вязкость по Шарпи образцов с выдавленным
V-образным надрезом. Переходная температура при этом находи-
лась как температура, при которой поглощенная энергия разру-
шения составляет 50% максимальной энергии в температурной
области полностью вязких изломов. Допустимое значение этой
температуры зависит от рабочей температуры конструкции, рас-
четного напряжения, толщины листа и сорта стали. У стали сорта G
допускается некоторая степень хрупкого разрушения, в то время
как у стали сорта А необходим. немедленный останов возникшей
хрупкой трещины.
При определении допустимых размеров дефектов для условий
невозникновения трещины (стали сорта G) был принят предель-
ный размер дефекта 20 мм, а для недопустимости условий катастро-
фического распространения трещины (стали сорта А) — 200 мм.
Некоторое снижение жесткости требований возможно для стали
сорта G при условии применения термообработки для снятия оста-
точных напряжений или при отсутствии сварочных дефектов.
Спецификация предусматривает лист толщиной от 5 до 50 мм и
рабочую температуру до —170° С.
Кроме того, имеется спецификация на листы из высокопрочной
стали (предел текучести до 90 кгс/мм2), для рабочих температур
выше 0° С, основанная на тех же принципах, но с градацией по
температурам испытания в зависимости от предела текучести.
Предельная длина дефекта из условия невозникновения хрупкой
трещины принята равной 60 мм, кроме того, регламентируется
минимальная ударная вязкость при испытаниях по Шарпи.
По нормам японского общества инженеров-сварщиков исполь-
зуемые стали классифицируются на низкотемпературные и высо-
кой прочности. Прежде чем материал будет одобрен для примене-
ния в конструкции, необходимо провести различные испытания,
в частности на растяжение, по определению пластичности и оценке
свариваемости.
Таким образом, эти нормы учитывают ряд теоретических аспек-
тов проблемы предотвращения хрупкого разрушения. Конструк-
тору предоставляется возможность выбора или критерия невоз-
никновения трещины (для сталей сорта G), или запаса надежности
критерия нераспространения трещины (для сталей сорта А).
Последний критерий не пригоден для расчета магистральных
газопроводов или сосудов давления, поскольку в этих конструк-
циях любая трещина сохраняет вероятность катастрофического
распространения вследствие большой упругой энергии этих си-
стем.
Основой указанных норм являются результаты большого числа
испытаний хрупкого разрушения [65]; они отражают одну из
немногочисленных попыток разработки практических требований,
предъявляемых к материалам и конструкциям на базе фундамен-
тальных научных исследований, а не только на опыте эксплуата-
ции сосудов давления.
168
&С'10~3,мм
О ...... , । । ।_____।_____।_____। _____j_____,
-80 -70 -60 -50 -ЬО -30 -20 -10 О Г,°C
Рис. 4.25. Зависимость величины критического раскрытия трещины от тем-
пературы для малоуглеродистой стали толщиной 75 мм [67] при статическом
нагружении:
/ — изгиб на двух опорах с пролетом 150 мм; 2 — чистый изгиб; 3 — изгиб на двух опо-
рах с пролетом 300 мм; 4 — растяжение
Критическое раскрытие трещины и механика разрушения.
Существенные затруднения использования принципов линейной
механики разрушения для относительно вязких конструкцион-
ных сталей заключаются в том, что разрушение этих материалов
обычно сопровождается значительной локальной пластической
деформацией. При испытании надрезанных образцов стандартного
размера при обычных скоростях деформирования у конца тре-
щины возникает пластическая зона, которая может распростра-
ниться на вее сечение образца до момента излома, вследствие чего
становится невозможным анализ напряжений и расчет величины
К!с, основанные на принципах линейной механики разрушения.
Для устранения указанных затруднений Уэллс [66] выдвинул
предположение, что неустойчивое распространение трещины воз-
никает при некотором критическом локальном смещении противо-
положных кромок трещины, т. е. при определенной величине
критического раскрытия трещины 6С. Далее он предположил, что
величина критического раскрытия трещины одинакова для реаль-
ной конструкции и для образцов малых размеров натурной тол-
щины. При этих допущениях, в условиях ограниченной пластиче-
ской деформации, соответствующие расчеты становятся подобны
расчетам, основанным на принципах линейной механики разру-
шения, в частности, критерий вязкости разрушения Gc опреде-
ляется соотношением
Gc=aJ,6e.
Как видно из. рис. 4.25, у кривой зависимости 8С от темпера-
туры существует переходная область, это позволяет выбрать кри-
терий вязкого разрушения для случаев, когда при плоской дефор-
мации трещины не раскрываются. Аналогично рассмотренным
169
К Ю'\мм
Рис. 4.26. Влияние надреза на величину при испытаниях на изгиб:
а — малоуглеродистой стали (<*0,2 = 21 *6 кгс/мм2; == 43,2 кгс/мм2) и стали, содер-
жащей Мп, Сг, Мо и V (<Tq 2 = 51 и аиц « 65 кгс/мм2); б — малоуглеродистой стали:
/ — образцы с глубиной надреза, равной х/5 толщины с обработанным надрезом на ширине
10,15 мм; 2 — глубина надреза около 0,5 толщины, образец с усталостной трещиной;
3 — то же, с обработанным надрезом. Точки — толщина образцов 10 мм; квадраты —
57 мм
выше основным принципам определения критериев хрупкого раз-
рушения на базе линейнбй механики разрушения критическую
величину 6С следует определять для той части конструкции, мате-
риал которой обладает наибольшей степенью хрупкости, напри-
мер сварной шов или зона термического влияния сварки.
Возможность применения величины критического раскрытия
трещины как критерия хрупкого разрушения в настоящее время
еще проверяетсй экспериментально [67, 681.
Указанный метод позволил сделать достаточно точное предска-
зание условий разрушения нагруженных давлением труб из цир-
кониевого сплава [69]. Было установлено также, что величина бс
зависит от материала, температуры, скорости деформирования,
остроты надреза и толщины испытуемого образца (рис. 4.26).
Экспериментально величину 6С определяют после того, как в над-
рез испытуемого образца вводится калиброванная пластинка,
т. е. в момент, когда пластинка начинает свободно вращаться при
раскрытии трещины (или в момент резкого увеличения угла ее
поворота). Более точные результаты для образцов с усталостной
трещиной получают при испытаниях надрезанных образцов на из-
гиб и последующим геометрическим расчетом величины 6С в вер-
шине надреза. При этом используется техника испытаний, приме-
няемая в линейной механике разрушения.
Использование величины и методы ее определения дают
хорошую базу для сравнительной оценки конструкционных ста-
лей. Этот метод применялся также для оценки вязкости металла
шва [70] и зон термического влияния [44, 71]. Однако прежде
чем использовать в расчетах методы, основанные на характери-
стике 8С, необходимо, дальнейшее усовершенствование техники
170
проведения эксперимента, установление корреляции с другими
испытаниями и опытом эксплуатации.
Стандартизация экспериментальной техники определения 6С,
а также прогнозы использования критерия 6С рассмотрены в ра-
боте Никольса [87].
4.3. Рекомендации выбора материала
Значительная часть различных расчетных стандартов и специ-
фикаций, регламентирующих конструирование сосудов давле-
ния, уделяет основное внимание соотношению между расчетными
и разрушающими напряжениями. В действительности сосуды
давления содержат как конструктивные концентраторы напряже-
ний, так и случайные дефекты, причем последние могут существо-
вать в исходном материале или возникнуть в процессе производ-
ства, главным образом во время сварки. Дефекты также могут
возникать и увеличиваться в размерах при циклическом нагруже-
нии, коррозии и ползучести. Во всех этих случаях наиболее опас-
ные условия разрушения определяются критическим напряже-
нием, при котором дефект станет способным к распространению.
Это критическое напряжение снижается при увеличении размера
и остроты дефекта и при уменьшении вязкости материала.
Хрупкое разрушение стали наступает в условиях прогрессив-
ного снижения вязкости разрушения при определенных темпера-
турах. Следовательно, вязкость материала — важнейший фактор,
который должен учитываться при расчете сосудов давления. Для
сосудов давления, работающих только при повышенных темпера-
турах, опасность разрушения в эксплуатации сведена к минимуму.
Однако в этом случае существует реальная опасность хрупкого
разрушения в процессе изготовления сосуда при температурах,
соответствующих повышенной хрупкости материала, при высокой
степени стеснения деформаций и наличии остаточных напряжений.
Требования к вязкости материала должны предотвратить воз-
можность хрупкого разрушения (или неустойчивого развития
.трещин) от наибольшего дефекта при заданном уровне рабочих
напряжений. Рабочие напряжения складываются из расчетных
напряжений, любых дополнительных концентраций напряжений
и остаточных напряжений, если сосуд не подвергался термооб-
работке для снятия внутренних напряжений. Если известны макси-
мальный размер дефекта и уровень рабочих напряжений в его
зоне, то можно определить условия разрушения. Но это возможно
только при полном контроле качества материала и более точном
расчете напряжений, чем предусматривается' для большинства
сосудов давления общего назначения. Такой контроль и методы
расчета по критериям линейной механики разрушения приме-
няются исключительно к сосудам, выполненным из высокопрочных
материалов, и в тех случаях, когда высока его стоимость или когда
его разрушение может привести к серьезным последствиям. На
171
Рис. 4.27. Зависимость переход-
ной температуры ТПер, соответ-
ствующей 50% волокнистости в
изломе, от метода испытания и
толщины образца [72]:
I — испытания в трех слоях листа;
II — испытания образцов полного
сечения; III — испытания образцов
толщиной 50 мм, вырезанных со сто-
роны одной поверхности листа; а —
образцы Шарпи 10 X 10 мм при
медленном изгибе; б — надрезанные
образцы Типпера 50 х‘ 20 мм при
растяжении; в — образцы Ван дер
Вина 70 X 20 мм; г — образцы Шар-
пи 10 X 10 мм с V-образным над-
резом; д — надрезанные образцы
165 X 75 мм при растяжении; е —
надрезанные образцы 75 X 75 мм приТмедленном Гизгибе; ж — остановка трещины по
Робертсону, толщина образцов 50 мм
практике большинство сосудов давления изготовлены из дешевых
материалов, поэтому точный расчет напряжений и тщательное
определение размеров дефектов обычно не производят.
Проблема установления соответствующего уровня вязкости
для материалов низкой прочности, и особенно сталей, весьма
затруднительна вследствие различий по абсолютным и относитель-
ным значениям характеристик, получаемых в результате испыта-
ний образцов малого размера. Прежде чем давать рекомендации
по расчету, необходимо рассмотреть влияние общих для любой
расчетной методики факторов: толщину листа, уровень прочности
стали, сварку.
4.3.1. Толщина листа. Вязкость разрушения при увеличении
толщины стального листа снижается вследствие ухудшения метал-
лургического качества металла в больших сечениях, что в свою
очередь определяется уменьшением степени обжатия металла при
прокатке, повышенной сегрегацией в слитке, так как нельзя обес-
печить равномерные скорости охлаждения различных его зон.
При пониженном качестве толстого листа нередко становятся
пониженными механические свойства при растяжении.
Влияние толщины листа на характеристику вязкости стали под-
тверждается многочисленными испытаниями (рис. 4.27) [72].
Сравнение образцов толщиной 25,4 и 76 мм, вырезанных из листа
толщиной 76 мм (50% волокнистости в изломе), показало, что пере-
ходная температура заметно повышается с увеличением толщины.
Подобные результаты были получены при испытании широких
пластин [731 и при испытаниях на остановку трещины [34], при-.
чем в последнем случае (табл. 4.1) увеличение при повышении
толщины листа, выполненного из малоуглеродистой качественной
стали для сосудов давления от 51 до 127 мм, составляло около
10° С на каждые 25 мм. Специальными испытаниями на образцах
малого размера была установлена однородность свойств вязкости
по сечению листа, свидетельствующая о том, что влияние толщины
листа на переходную температуру определяется геометрическими
172
Таблица 4.1
Сталь по стандарту Толщина листа, мм Вид термообработки Размеры образца (толщина X X длину), мм Темпера- тура остановки трещины т' , °C 1 от’
BS 1501-224-28 76 Нормализация 51X300 76X2500 20 31
BS 1501-224-28 102 Нормализация 51X300 102X508 102X2500 5 22 26
BS 1501-221-28 76 Нормализация от- пуск для снятия на- пряжений 51X300 76X760 76X2500 5 24 18
BS 1501-271 143 Нормализация 4- от- пуск 51X300 143X 760 23 52
BS 1503-271 254 Нормализация + от- пуск 51X300 200X760 25 66
факторами. Наряду с этим необходимо учитывать, что свойства
материала снижаются при плохом его металлургическом качестве.
Отсюда следует, что любой расчетный метод должен базироваться
предпочтительно на характеристиках металла, полученных в ре-
зультате испытаний образцов натурной толщины листа или по
крайней мере корректироваться на влияние толщины. Исключение
составляет расчет с использованием характеристики К1с, где тол-
щина листа определяет только границы области применения этого
критерия, поскольку на величину К]с влияет только металлурги-
ческое качество металла.
4.3.2. Прочность. Большинство испытаний по оценке характе-
ристик хрупкого разрушения было проведено на образцах, изго-
товленных из малоуглеродистых сталей с уровнем предела теку-
чести ии = 23—31 кгс/мм2. Расширяющееся применение для со-
судов давления низколегированных сталей приводит к возраста-
нию уровня допускаемых мембранных напряжений, что связано
с увеличением возможности хрупкого разрушения и с необходи-
мостью пересмотра применявшихся ранее расчетных методов.
При контроле качества металла используются регламентирован-
ные минимально допустимые значения ударной вязкости при испы-
таниях по Шарли образцов с V-образным надрезом. Так как часть
полной поглощаемой энергии затрачивается на пластическую де-
формацию, то при эквивалентном сопротивлении хрупкому разру-
173
мальным пределом текучести
Рис. 4.28. Корреляция Уэллса между
энергией разрушения Е при переходе
к вязкому излому, толщиной и пределом
текучести оу стальных листов [75 ]
шению для разрушения высоко-
прочной стали требуется большая
величина энергии, чем для стали
низкой прочности.
Для количественной регламен-
тации допустимой величины энер-
гии предпринимались попытки ис-
пользовать предел текучести и пре-
дел прочности. В судовом регистре
используются обе характеристики
[741, при этом требуется, чтобы
ударная вязкость при испытании
по Шарпи была не меньше энер-
гии, требуемой для соответствую-
щего сорта малоуглеродистой ста-
ли с учетом коэффициента 1/ V~K,
где К = 45/ву + U (U — средний
предел прочности стали, т/дм2).
Применительно к сталям, исполь-
зуемым в судостроении (с макси-
34 кгс/мм2), это ограничение по
прочности означает, что ударная вязкость должна быть несколько
увеличена (10—15%).
Уэллс [41, 75] предлагает установить эквивалентные требова-
ния допустимой величины ударной вязкости по Шарпи в зависи-
мости от предела текучести стали и толщины листа. На основе соот-
ношения между энергией разрушения по Шарпи и переходом к вяз-
кому разрушению при плосконапряженном состоянии по 8С для
предупреждения хрупкого разрушения (при уровне напряжения
0,9ау и длине трещины на кромке листа, равной его толщине или
удвоенной толщине в центральной его части) значение энергии,
определяемой по Шарпи, должно удовлетворять условию Е >
> ауТ/227, где оу, кгс/мм2; Т—толщина листа, мм. Эта зависи-
мость с незначительными приближениями приведена на рис. 4.28.
Поскольку при расчете принималось, что трещины имеют
достаточно большую длину (£ или 2L), то этот критерий указывает,
что стали с высоким пределом текучести при большой толщине не
обладают преимуществами. Тем не менее корреляция данных испы-
таний широких пластин (выраженных как отношение длины де-
фекта к толщине пластины) и характеристик ударной вязкости по
Шарпи. металла в области надреза в широкой пластине показывает
их хорошее совпадение для сталей различного качества. Это под-
174
тверждается наложением экспериментальных точек на расчетные
линии графика (рис. 4.28).
Для сталей более высокой прочности в настоящее время пре-
дельно допустимые значения ударной вязкости по Шарпи не уста-
новлены, поэтому пока рекомендуется использовать метод Уэллса.
4.3.3. Сварка. Сосуды давления сваривают несколькими спо-
собами. Разрешение проблемы хрупкого разрушения состоит
в установлении необходимости термообработки сварных кон-
струкций Для снятия остаточных напряжений перед пуском в экс-
плуатацию. Во-первых, в результате стеснения пластической де-
формации и усадки наплавленного металла при сварке в зоне,
прилегающей к сварному шву, возникают остаточные напряже-
ния, которые, как правило, достигают предела текучести мате-
риала. Считают [47, 73 ], что эти напряжения (а чаще вместе с дей-
ствующими напряжениями) могут инициировать нестабильное
развитие трещин. Во-вторых, воздействие термодеформационного
цикла сварки может привести к существенной потере пластичности
основного металла. Зоны хрупкого разрушения металла различны
для сталей разных типов и определяются или основными эффек-
тами деформационного старения в малоуглеродистых сталях [711,
или процессами выделения вторичных фаз в некоторых легирован-
ных сталях [44], но в любом случае зона хрупкого разрушения
металла находится около сварного шва. В большинстве современ-
ных сосудов давления надлежащий выбор режима термической
обработки для снятия остаточных напряжений обеспечивает сни-
жение до несущественного уровня влияние как оставшихся напря-
жений, так и локальной хрупкости.
4.3.4. Качество материала.. Значения ударной вязкости по
Шарпи для серии стальных листов данной марки стали варьи-
руются в широких пределах. Обычно по минимальной величине
ударной вязкости при данной температуре оценивают пригодность
металла листа и сварного соединения. В большинстве случаев до
пуска в эксплуатацию сталь подвергается горячей обработке давле-
нием и термообработке для снятия остаточных напряжений и полу-
чения оптимальных характеристик вязкости стали.
Технологию изготовления сосуда надо выбирать таким образом,
.чтобы качество металла изделия по характеристикам вязкости
соответствовало установленным в спецификациях нормам. Во мно-
гих случаях это недостижимо, особенно в связи с расширением
применения различных способов термической обработки, как,
например, спреерной закалки. Поэтому очень важно осуществлять
контроль основных свойств материала в условиях, близких к экс-
плуатационным. Опасность хрупкого разрушения в процессе
производства должна оцениваться по свойствам материала без
термообработки для снятия остаточных напряжений, т. е. в неот-
пущенном состоянии.
4.3.5. Выбор метода расчета. При любом' методе расчета
важно принимать во внимание свойства материала в сечениях на-
175
турной толщины, возможное ослабляющее влияние сварки, влия-
ние прочности материала (особенно если используется опыт приме-
нения малоуглеродистых сталей), а также основывать расчет на
свойствах материала, которые он будет иметь в эксплуатационных
условиях.
Расчет сопротивления сосудов давления хрупкому разрушению
должен основываться или на условиях остановки трещины, или на
исключении возможности быстрого разрушения от дефектов.
Метод расчета, основанный на условии остановки трещины, допу-
скает возможность ее возникновения в локальных областях с по-
вышенной хрупкостью или в зонах высокой концентрации напря-
жений, но при этом остановка трещины должна произойти раньше
чем ее длина достигнет критического размера. Однако это вызовет
необходимость для металла листа регламентировать значение кри-
терия Тот. В любом случае контроль качества листа обычно допол-
няется сравнением с уровнем ударной вязкости при испытаниях по
Шарпи. Следует напомнить, что подобные соотношения (напри-
мер, в III части стандарта ASME) не имеют фундаментальной
(физической) основы, но результаты экспериментов позволяют
ограничить использование определенной группы материалов.
Метод расчета, основанный на условии остановки трещины,
применим только к сосудам давления, в которых даже ограничен-
ное распространение трещины вызывает быструю релаксацию
напряжений (вследствие течи или выпучивания стенки) до уровня,
обеспечивающего остановку трещины. Такие условия возникают
при гидравлических испытаниях сосудов, но для того, чтобы огра-
ничить степень повреждения и возможность разрушения, гидрав-
лическое испытание следует проводить при температуре выше Тот
материала листа. В более общем случае для сосудов, находящихся
под. давлением газа, смесей газ—жидкость или жидкостей, приме-
нение этого метода расчета недопустимо.
Другой, более строгий метод расчета предусматривает выбор
материалов, чтобы исключить возможность возникновения тре-
щины в любой части сосуда. В этом случае предусматривается рег-
ламентация свойств материала, соответствующих эксплуатацион-
ным условиям (особенно локальных хрупких зон около сварных
швов, нетермообработанных для снятия внутренних напряжений),
на основе методов испытаний на возникновение нестабильных тре-
щин, таких, как определение вязкости в смысле линейной меха-
ники, испытания широких пластин Уэллса и т. п., или приближе-
нием к одному из этих типовых испытаний путем установления
корреляции с ударной вязкостью при испытаниях по Шарпи образ-
цов с V-образным надрезом. При определении уровня действующих
напряжений должны учитываться как расчетные мембранные на-
пряжения, так и местные (термические напряжения и любые оста-
точные сварочные напряжения).
При детальном расчете следует иметь в виду, что разрушаю-
щее напряжение зависит от размеров сосуда (в частности, диаме-
176
тра). Этот эффект не имеет особого значения для сосудов давления
диаметром 1 м с размером дефекта, приближающимся к толщине
стенки.
По всей вероятности, толщина стенки сосуда имеет важное
значение в том смысле, что при данных условиях испытания вяз-
кость разрушения материала будет уменьшаться при увеличении
толщины образца (плоская деформация). Таким образом, для
этого метода расчета требуются данные испытания образцов, изго-
товленных из металла листа, шва, зоны термического влияния
сварки натурной толщины или достаточной для того, чтобы вос-
произвести условия разрушения при плоской деформации. Этот
расчет предусматривает- возможность применения принципов ли-
нейной механики разрушения.
Такой метод расчета пригоден только для условий,- когда раз-
рушение возможно при сравнительно небольших дефектах в местах
с ограниченной пластичностью материала. Для выбора сталей
низкой и умеренной прочности, применяемых в настоящее время
для многих сосудов давления, особенно с толщиной стенки менее
100 мм; использование принципов и критериев линейной механики
сомнительно.
Метод расчета более вязких материалов базируется на измере-
нии значений критического раскрытия трещины при испытаниях
на изгиб надрезанных образцов натурной толщины и расчете по
ним параметра вязкости разрушения. Дребуемое значение бс для
конкретной конструкции может быть в принципе определено с по-
мощью теории нелинейной механики разрушения. Однако эти рас-
четы еще не разработаны в такой степени, как расчеты, основанные
на принципах линейной механики разрушения.
При использовании подходов, основанных на критерии 6С или
линейной механике разрушения, возникают два затруднения. Во-
первых, еще недостаточно разработаны методы расчета соответ-
ствующих критериев для зон концентрации напряжений в сосуде
(например, штуцерные узлы). Во-вторых, регламентировать макси-
мально допустимый размер дефекта трудно.
При отсутствии установленных норм качественно допустимый
размер дефекта можно оценить по результатам общепринятых испы-.
таний (например, по Шарпи), для которых установлена корреля-
ция с реальным поведением дефектов, по крайней мере в тонко-
стенных сосудах [49]. При уровне приложенных напряжений,
равном *1з<зу, допустимо наличие дефектов длиной до 300 мм при
температуре, которая соответствует уровню энергии в испы-
таниях по Шарпи Е = 3,5 кгс-м. При изменении предела текуче-
сти материала и толщины стенки зависимость допустимого размера
Дефекта от ударной вязкости также изменится. В первом прибли-
жении можно заключить, что до тех пор пока нет достаточного
Количества данных испытаний по определению величины бс на
Широких пластинах и по методам линейной механики разрушения,
единственным критерием оценки пригодности материала различ-
Р, Никольс 177
нои прочности и толщины остается ударная вязкость при испыта-
нии образцов по Шарпи.
Приближенная оценка. Излагаемая ниже методика позволит
быстро, но приближенно оценить расчеты. Этот модифицированный
способ основан на современных представлениях о поведении мате-
риала в условиях возникновения быстрого разрушения и на инже-
нерном опыте. Вследствие этого методика применима только к ста-
лям, освоенным промышленностью, т. е. в частности, к углероди-
стомарганцевым сталям с пределом текучести до 38,5 кгс/мм2. Она
также применима_для конструкций с толщиной стенки до 76 мм,
хотя без особого риска эту методику можно использовать и для бо-
лее толстых сечений. Следует подчеркнуть, что приближенную
оценку нужно рассматривать как грубую инженерную прикидку
и что она ни в коем случае на заменяет полных расчетов по оценке
условий разрушения конкретной конструкции.
Конструктор должен знать следующие факторы конкретного
проектируемого изделия.
1. Уровень прочности и тип используемой стали.
2. Подробности методики расчета, в особенности максимальной
толщины сечения.
3. Условия изготовления и их влияние на свойства материала,
проведена ли термообработка для снятия остаточных напря-
жений.
4. Уровень приложенных напряжений на всех этапах изго-
товления, гидравлического испытания, в рабочих и аварийных
условиях. Тип и режим нагружения (пневматическое или гидрав-
лическое, динамическое, циклическое или статическое).
5. Меры безопасности на случай хрупкого разрушения, в част-
ности по исключению тяжелых последствий подобного разрушения.
6. Минимальную температуру, при которой конструкция будет
эксплуатироваться^под нагрузкой.
Таблица 4.2
Условная температура, °C Приближен- ная темпера- тура, соот- ветствующая 2,8 кгс-м по Шарпи, °C Подходящие стали по британским стандартам Условная температура, °C Приближен- ная темпера- тура, соот- ветствующая 2,8 кгс-м по Шарпи, °C Подходящие стали по британским стандартам л
>45 34—44 20—31 >20 0 -15 BS15, BS 1501-151, BS 1501-161 BS 1510-LT0, BS 2762 NDI BS 1510-LT15, BS 2762 NDII, BS 1501-211, BS 1510-221 15-19 1—14 <0 —30 -50 BS 1510-LT30, BS 2762 NDIII, BS 1501-213 BS 1510-LT50, BS 2762 NDIV, BS 1501-224 Специальные стали (содержащие 3,5 или 9% Ni, или аустенит- ные стали)
178
За основу принимается минимальная рабочая температура;
к ней алгебраически прибавляют различные температурные по-
правки, учитывающие такие параметры, как толщину стенки, уро-
вень напряжений и т. д. В результате получают численное значе-
ние условной температуры, по которой выбирают сталь в соответ-
ствии с табл. 4.2. Однако следует заметить, что прежде чем сделать
окончательный выбор стали, необходимо рассмотреть и другие ее
свойства.
Ниже дается порядок определения условной температуры для
выбора стали.
1. Берется минимальная рабочая температура в °C и к ней
прибавляется 55° С.
2. К определенной в п. 1 температуре прибавляют поправку
на толщину листа:
Максимальная толщина, мм 13 19 25,4 38 51 76
Поправка, °C +10 0 -15 —25 —35 —55
3. К найденному в п. 2 значению прибавляют поправку на
максимальное (мембранное) напряжение:
Максимальное напряжение, кгс/мм2 11 15,4 . 23
Поправка, °C 0 — 10 — 15
4. Поправку, учитывающую характер нагрузки к п. 3:
Динамическая или ударная нагрузка Нет Незначи- тельная Большая
Поправка, °C 0 — 10 —40
5. При отсутствии термообработки поправка не вводится.
При эффективной термообработке (или при отсутствии сварки и ме-
стных нагревов в конструкции) к значению температуры, получен-
ному в п. 4, прибавляют 60° С.
6. Учитывается уровень надежности. Приведенная выше мето-
дика базировалась на требованиях обычной инженерной практики.
Если разрушение конкретного сосуда может привести к тяжелым
последствиям, требования по надежности должны быть повышены
соответствующим уменьшением условной температуры. Например,
Для сосудов с повышенной надежностью в эксплуатации от полу-
ченного в п. 5 значения температуры следует отнять 20° С.
12* 179
Таблица 4.3
Параметры Толщина, мм 4
13 38 76
1. Минимальная рабочая темпе- ратура, °C Основная поправка t Влияние толщины ...... Уровень напряжений .... Динамическая нагрузка . . . Термообработка для снятия ос- таточных напряжений .... —30 55 10 0 0 0 —30 55 -25 0 0 0 —30 55 —55 0 0 0
Условная итоговая температура 35 0 —30
Выбранная сталь BS 2762 Специаль- ная Специальная
2. Условная итоговая температу- ра без термообработки Добавка на термообработку для снятия остаточных напряжений 35 60 0* 60 —30 60
Итоговая температура 95 60 30
Выбранная сталь BS 15 BS 15 s BS 1510-LT15
По итоговому значению условной температуры (табл. 4.2) выби-
рают подходящую сталь. Рассмотрим в качестве примера сосуд,
который необходимо изготовить из листа толщиной 13, 38 и 76 мм
для работы при напряжении 11 кгс/мм2 и температуре до —30° С
без динамической нагрузки и с обычными инженерными требова-
ниями по надежности работы. Если сосуд не будет подвергаться
термообработке для снятия остаточных напряжений, то численные
значения условной температуры для этого случая демонстри-
руются в табл. 4.3 п. 1. Видно, что этот сосуд вряд ли можно реко-
мендовать к эксплуатации без термообработки. При наличии по-
следней, как видно из табл. 4.3 п. 2, сосуд может быть рекомендо-
ван к эксплуатации.
4.4. Конструирование и изготовление элементов
конструкций
Основной принцип конструирования и изготовления элементов
конструкций, обеспечивающих максимальное снижение возмож-
ности хрупкого разрушения, состоит в том, что конструкция долж-
180
на содержать минимальное количество конструктивных концентра-
торов напряжений и случайных дефектов. Последнее обстоятель-
ство вызывает необходимость конструирования соединений таким
образом, чтобы свести к минимуму возможность образования тре-
щин в процессе изготовления и обеспечить неразрушающий кон-
троль для обнаружения любой трещины.
Наиболее широко известны разрушения судовых корпусов типа
«Либерти», в которых одна четверть всех разрушений начиналась
с углов люков. Большое число острых углов (рис. 4.29), двойная
обшивка ниже палубы создают высокую концентрацию напряже-
ний около участков сварного шва с неполным проваром и обеспечи-
вают сравнительно легкое хрупкое разрушение. В результате ши-
роких исследований [77, 78] была уменьшена острота углов и
устранен неполный провар сварных швов. Конструкция люков на
судах типа «Виктория» (рис. 4.30) имеет значительно меньшую
концентрацию напряжений (хотя и не в такой степени, какую имели
некоторые конструкции, испытанные в лаборатории), и это резко
снизило число разрушений с 224 для сосудов типа «Либерти» до
1 для судов типа «Виктория» за примерно одинаковый срок службы.
Следовательно, при проектировании элементов необходимо
обеспечить минимальную степень концентрации напряжений,
а участки конструкции, где в процессе изготовления могут возник-
нуть дефекты, должны быть удалены от зон с наиболее высокой
концентрацией напряжений.
Концентрация напряжений часто возникает в местах резкого
изменения сечения детали, в этом случае в конструкциях следует
использовать предварительно изготовленные секции с большими
радиусами перехода или даже со специальными коваными перехо-
дами. При этом сварные соединения должны быть настолько уда-
лены от зон концентрации напряжений, насколько это практически
возможно. Например, если необходимо сварить встык две плиты
различного сечения, предпочтительно вначале плавно уменьшить
сечение более толстой плиты в месте соединения с тонкой плитой
и только после этого сварить их встык и тщательно проверить шов
(рис. 4.31).
Различная жесткость элементов сварного соединения также
может служить источником концентрации напряжений, при этом
Рис. 4.29. Конструкция угла основ-
ного люка на судах типа «Либерти» [ 19 ]
Рис. 4.30. Конструкция угла люка’на
судах типа «Виктория»
181
Рис. 4.31. Соединение плит разной толщины
равнопрочным стыковым швом:
1 — равнопрочный стыковой шов сваривают до
приварки переборки и тщательно контролируют
неразрушающим методом; 2 — переходная часть
толстой плиты с уклоном 1 : 5
из-за перемещений’более жесткой части деформация другой части
может превысить предельную. При надлежащем конструировании
(рис. 4.32) влияние изгиба менее жесткого элемента может быть
сведено к минимуму.
Уменьшение числа и размера концентраторов напряжений,
связанных с процессом сварки, — это дополнительный фактор,
снижающий возможность трещин хрупкого разрушения. Это глав-
ным образом относится к технологии сварки, а именно, выбору
соответствующего сварочного материала с высокой вязкостью,
применению предварительного и сопутствующего подогрева
и т. д., а также к конструированию сварного соединения. Само
собой разумеется, что технологию сварки и сварочные материалы
надо выбирать таким образом, чтобы получать сварное соединения
без трещин. Резкие изменения профиля сварного шва и надреза
как при сварке, так и при последующей зачистке усилений спо-
собствуют образованию надрывов. Поэтому любые факторы, за-
трудняющие сварку (большое количество потолочных швов или
ограниченная доступность швов), увеличивают вероятность обра-
зования сварочных дефектов. Везде, где это возможно, стыковые
швы более предпочтительны, чем валиковые или внахлестку, не
только из-за снижения трещинообразования, которое возникает
у кромки наружной поверхности валикового шва, но также ввиду
Рис. 4.32. Конструкции5узла соединения гибких^и жестких элементов [79]:
а — неудачная; б — рекомендуемая; / — переборка; 2 — трещина; 3 — стрингер; 4 —
косынка; 5 — горизонтальная планка жесткости
182
более легкого контроля дефектов. Подкладные планки или кольца
оказывают такое же влияние, как и надрезы, поэтому их"по воз-
можности надо удалять или применять специальные приспособле-
ния для лучшей сборки перед сваркой, что способствует улучше-
нию качества сварных швов. Важно также исключить высокие
термические напряжения, появляющиеся вследствие неравномер-
ного предварительного и сопутствующего подогрева [791.
Так как приварные элементы — это часть конструкции, по-
этому качество элементов и швов должно быть таким же, как основ-
ная конструкция. Для получения хорошего качества сварных
швов элементы не рекомендуется приваривать к наиболее напря-
женной части конструкции; их следует располагать в зонах сжи-
мающих или наиболее низких растягивающих напряжений.
Требования к качеству сварки как при изготовлении, так и при
ремонтах конструкции должны быть одинаково высокими. Выяв-
ленные в процессе работы сварочные трещины перед повторной
сваркой необходимо полностью удалить, так как неполное удале-
ние повышает вероятность хрупкого разрушения. При сварке с не-
удаленными трещинами возникает ситуация, аналогичная испыта-
ниям надрезанных широких пластин по Уэллсу. Так, причиной
разрушения нефтяной цистерны диаметром 4,6 м'была ремонтная
сварка с неполным удалением трещины [81 ].
Если при конструировании деталей указанные требования
(максимально снизить концентрацию напряжений и дефекты в свар-
ных швах) выполнить трудно, необходимо использовать материалы
с большей вязкостью (см. табл. 4.2) и предусмотреть более свобод-
ные допуски на дефекты при высоких напряжениях. В этом случае
конструкция, несмотря на большую стоимость материала для изго-
товления, более надежна и экономична, так как при этом сокра-
щается ремонт.
/
4.5. Снятие напряжений и испытания
Термообработка позволяет снизить остаточные напряжения и
хрупкость металла, которые вызывают разрушения в зонах свар-
ных'швов. В настоящее время оборудование и технология позво-
ляют термообрабатывать даже крупные сосуды давления для ядер-
ных реакторов [82]. Особенно важно выбрать режим термообра-
ботки, поскольку вследствие термических напряжений при быст-
ром нагреве в области низких температур [83, 88 ] или релаксации
Деформаций в области высоких температур [84, 88] существует
опасность возникновения трещин. Большая продолжительность
или слишком высокая температура термообработки могут снизить
предел текучести стали или ухудшить вязкость основного'металла;
в свою очередь недостаточная продолжительность или слишком
низкая температура делают термообработку неэффективной.
В тех случаях, когда нельзя провести термообработку для
снятия внутренних напряжений, несколько снизить местную оста-
183
точную напряженность можно контролируемым перенапряжением
(перегрузкой) конструкции. Метод перегрузки, описанный Ни-
кольсом [85], заключается в следующем.
1. Для конструкций, не подвергаемых термообработке, оста-
точные напряжения около сварных швов снижаются за счет мест-
ной пластической деформации. ~
2. Проводятся испытания конструкции при нагрузке больше
эксплуатационной с целью обнаружения протяженных дефектов,
способных вызвать разрушение при последующей работе. Как
правило, это гидравлические испытания, которые предусмотрены
многими расчетными стандартами. В последнее время, используя
достижения теории механики линейного разрушения, на этой
основе предложены количественные соотношения.
3. Исключают влияние любого существующего в конструкции
дефекта наклепом материала в зоне конца трещины, увеличиваю-
щим предел текучести материала и сглаживающим эпюру остаточ-
ных напряжений. Перегрузка может быть полезна даже для термо-
обработанных сосудов, если она выполняется при температуре
выше рабочей.
Остаточные напряжения можно снять при большом перенапря-
жении, причем полностью они снимутся, когда наступит общая
текучесть. Желательно использовать наиболее высокую степень
перенапряжения, но не допускающую формоизменение или раз-
рушение конструкции. Последнее возможно, если перегрузку
проводить при температуре выше переходной температуры стали
(найденной с учетом максимальной толщины стенки детали), если
уровень предварительного нагружения конструкции ограничен
и если предварительный неразрушающий контроль показал отсут-
ствие протяженных дефектов. Установлено, что перегрузка дей-
ствительно снижает остаточные сварочные напряжения и увеличи-
вает напряжения, способные вызвать разрушение конструкции
в интервале температур, соответствующих хрупкому разрушению.
Большинство экспериментальных работ показали, что выигрыш
в повышении сопротивления материала хрупкому разрушению
снятием высоких остаточных напряжений намного больше вызы-
ваемых перегрузкой отрицательных эффектов. Перегрузка снижает
вероятность разрушения от механических трещин, возникающих -
в конструкции около сварных швов, однако последующая сварка
может снова увеличить вероятность разрушения из-за повторного
наведения остаточных напряжений.^ Таким образом, перенапряже-
ние можно рекомендовать в качестве допустимого эффективного
метода в тех случаях, когда остаточные напряжения нельзя снять
термообработкой, которая кроме снятия остаточных напряжений
снимает хрупкость металла в зонах сварных швов и повышает его
пластичность.
Следует иметь в виду, что использование перенапряжений как
конечной контрольной операции (второе направление) эффективно
только в том случае, если создаются более жесткие условия нагру-
184
жения, чем в эксплуатации. При этом должны быть учтены харак-
тер распределения нагрузок, скорость нагружения, температура,
термические напряжения и воспроизведены условия эксплуатации.
Применение метода перенапряжения при повышенных темпе-
ратурах для снижения опасности хрупкого разрушения (третье
направление) недостаточно обосновано из-за недостатка экспери-
ментальных данных. Известно, что разрушающие напряжения
в образцах, предварительно перегруженных в условиях, когда
хрупкое разрушение происходит при общем низком уровне напря-
женности, обычно выше, чем в конструкции при тех же условиях.
Если в условиях перенапряжения длина дефекта близка к крити-
ческой, то при пластическом надрыве дефекта в вершине он будет
продолжать распространяться. Значительное перенапряжение,
по-видимому, вызывает текучесть материала в вершине дефекта,
которая при снятии нагрузки препятствует сохранению доста-
точно высокого уровня благоприятных остаточных сжимающих
напряжений. При последующем нагружении у конца трещины
возникает повторная текучесть. Вследствие деформационного ста-
рения или горячего деформирования может наступить хрупкое
разрушение. Таким образом, в этом случае, (в отличие от случая
Механического снятия внутренних напряжений) перенапряжение
не должно превышать рабочие напряжения (скажем, на 20%),
тогда указанная обработка, по всей вероятности, будет эффектив-
ной. Характер нагружения при перегрузке должен быть идентичен
характеру нагружения в эксплуатации.
Некоторые данные свидетельствуют о том, что перенапряжение
не влияет на долговечность материала (за исключением очень вы-
сокой степени перенапряжения) или оказывает даже положитель-
ное влияние. Оно может также увеличить сопротивление коррозии.
В то же время потеря пластичности, связанная с деформационным
старением и горячим деформированием металла, может вызвать
хрупкое разрушение. Обычно это ощутимо при больших степенях
локальной деформации (5% и выше).
Метод контролируемого перенапряжения для механического
снятия остаточных напряжений, когда невозможно применить
термообработку, рекомендуется для мостов, вагонов, сосудов
давления, магистральных газопроводов и напорных трубопрово-
дов. Использование перенапряжения как контроля, по-видимому,
также оправдано. Метод контролируемого перенапряжения можно
применить и для снижения повреждающего влияния дефектов.
4.6. Влияние основных факторов
Сосуды давления содержат зоны концентрации напряжений
в виде конструктивных и случайных дефектов. Кроме того, де-
фекты могут возникать и распространяться в процессе работы
сосуда при ползучести, усталости или коррозионных процессах.
Таким образом, разрушение возможно при уровне напряжений
185
более низком, чем предусмотрено расчетом, поэтому наиболее
важным критерием разрушения является критическое напряже-
ние, при котором трещины распространяются от дефекта.
Установлено, что разрушающее напряжение- уменьшается
при увеличении размера и остроты дефекта и уменьшении вязкости
материала. Хрупкое разрушение некоторых сталей обусловлено
резким снижением вязкости разрушения в зависимости от тем-
пературы.
Чтобы повысить сопротивление хрупкому разрушению, не-
обходимо обеспечить в детали минимальное число зон концентра-
ции напряжений, располагать сварные швы вдали от этих зон,
применяя такую технологию изготовления и контроля, которые
обеспечили бы получение сварных швов без дефектов. Предохра-
нить конструкцию от хрупкого разрушения можно в основном
правильным выбором материала. Материал должен иметь доста-
точную вязкость, которая при заданном уровне приложенных
напряжений позволит предотвратить разрушение конструкции,
вызванное неустойчивым развитием трещины. Очевидно, размеры
дефекта нельзя строго ограничить, поскольку невозможно абсо-
лютно точно установить максимально допустимый размер дефекта.
Стандарты на изготовление сосудов различного класса допускают
некоторую вероятность разрушения с тем, чтобы снизить их стои-
мость, в то время как для сосудов ядерных установок применяются
более жесткие стандарты:
При определенных обстоятельствах можно допустить незна-
чительное распространение трещины, предотвратив возможность
частичного или полного разрушения конструкции. Это применимо
к конструкциям, не подвергаемым термообработке, или к неболь-
шим гидравлическим системам. В этих случаях используются
критерии Пеллини (Т8 4- 33° С) или критерий остановки трещины
по Робертсону, которые позволяют оценить возможность дефекта
в зонах с повышенной хрупкостью, высоких напряжений или
низких температур. При этом материал основной части сосуда
должен быть настолько вязким, чтобы остановить рост трещины,
прежде чем она достигнет критического размера. В таких слу-
чаях требования по контролю качества металла при испытаниях
по Шарпи образцов с V-образным надрезом могут быть основаны
на результатах испытаний на остановку трещины в натурных
образцах. Этот метод недопустим для сосудов давления, рабо-
тающих под давлением газа, смесей газа и жидкости.
Наиболее строгий метод предотвращения быстрого разрушения
работающего сосуда давления основан на определении допускае-
мого размера дефекта при уровне напряжений, соответствующем
минимальному значению вязкости разрушения. При определении
уровня напряжений следует принимать во внимание регламенти-
рованные расчетные напряжения, напряжения в зонах их кон-
центрации и вторичные термические и остаточные напряжения.
Вязкость материала должна определяться для соответствующих
186
эксплуатационных условий. Следовательно, опасность разруше-
ния существенно снижается термообработкой материала, а уро-
вень локальных напряжений — механическим снятием напря-
жений. Однако вероятность, быстрого разрушения возрастает
с увеличением размера дефекта, толщины стенки, приложенного
напряжения, при использовании материалов с более высоким
пределом текучести и при действии динамической или ударной
нагрузки.
Если конструкция разрушается при заданном напряжении
и температуре в условиях плоской деформации, то следует исполь-
зовать принципы линейной механики разрушения, которые дают
возможность:
а) расчета вязкости .разрушения материала по результатам
испытаний стандартных образцов;
б) расчета требуемого уровня вязкости материала при раз-
рушении конструкции для определения допустимых размеров
дефектов.
Однако эти принципы можно использовать только в том слу-
чае, если разрушение возникает в зоне с ограниченной пластич-
ностью, а дефекты сравнительно невелики (например, для высоко-
прочных сталей). Для применяемых в настоящее время сталей
с низкой и средней прочностью, особенно при толщине стенки
менее 100 мм, использование расчетов, основанных на принципах
линейной механики разрушения, нецелесообразно, поскольку
они могут привести к излишней перестраховке.
Оценка поведения вязких материалов базируется на измерении
величины критического раскрытия трещины при испытаниях на
изгиб натурных надрезанных образцов и расчете на ее основе
вязкости разрушения. Величина критического раскрытия тре-
щины рассчитывается по теории механики разрушения в усло-
виях общей текучести.
Использование метода, основанного на определении величины
критического раскрытия трещины, а также вязкости разрушения,
имеет свои затруднения. Во-первых, в настоящее время еще не-
достаточно разработаны методы использования этих критериев
. для зон с высокой концентрацией напряжений (сварные соеди-
нения штуцеров с сосудом). Во-вторых, указанные методы рас-
чета требуют количественной оценки максимально допустимого
размера дефекта, что в настоящее время едва ли можно сде-
лать.
При отсутствии численных методов расчета качественно оце-
нивать поведение материалов следует с использованием резуль-
татов общепринятых испытаний вязкости материала при разру-
шении, например, по Шарпи. Результаты этих испытаний нужно
сравнить с данными эксплуатации (по крайней мере тонкостенных
сосудов). При этом допустимая длина дефектов, равная 300 мм,
Получается при приложенном напряжении, равном двум третьим
предела текучести при температуре, соответствующей энергии
187
разрушения по Шарпи около 3,5 кгс-м. Надо иметь в виду, что
это соотношение зависит от предела текучести материала и тол-
щины стенки.
ЛИТЕРАТУРА
1. Shank, М. Е. (1954). A critical survey of brittle failure in carbon plate
steel structures other than ships. Am. Soc Teetjng Mater., Spec. Techn. Publ.
No. 158, p. 45.
2. Boyd, G. M. (1962). ’Brittle Fracture in Steel'. HM Stationary Office,
London.
3. Audige, A. (1966). Welding in the World 4, 1.
4. Wells, A. A. (1959). Document XI-B-6-59, International Institute of
Welding.
5. Special Report on Failure of a Boiler during Hydrostatic Test at Sizewell
Nuclear Power Station, West of Scotland Iron and Steel Institute, 1964.
6. Brittle fracture fo a thick-walled pressure vessel. Brit. Welding Res. Assoc.
Bull. 7 (6), 1966.
7. Report on the Brittle Fracture of a High Pressure Boiler Drum at Cockanzie
Power Station, South of Scotland Electricity Board, January 1967.
8. Izod, E. G. (1903). Engineering, p. 431, 25 September.
9. Charpy, G. (1909). Proc. Intern. Assoc, for Testing Metals. 7, 1.
10. British Standard 131, Part 2, ’Charpy V-Notch Impact Test', British
Standards Institution, 1959.
11. Am. Soc. Tasting Mater., ASTM Std. 3, 79, 1961.
12. Williams, M. L. (1954). Analysis of brittle behaviour in ships plates. Am.
Soc. Testing Mater., Spec. Techn. Publ. No. 158, p. 11.
13. Baker, J. F. and Tipper, C. F. (1956). Proc. Inst. Meeh. Engrs 170, 65.
14. Hodgson, J. and Boyd, G. M. (1958). Trans. Inst. Naval Arch. 100, 141.
15. Puzak, P. P., Babecki, A. J. and Pellini, W. S. (1958). Welding J. 37, 391s.
16. Pellini, W. S. and Puzak, P. P. (1963). Welding Research Council Bulletin
No. 88.
17. Galletly, G. D. (1960). Pressure Vessel and Piping Design, Collected Papers,
ASME.
18. Tipper, C. F. (1962). ’The Brittle Fracture Story'. Cambridge University
Press, London.
19. Biggs, W. D. (1960). ’The Brittle Fracture of Steel'. MacDonald & Evans,
London.
20. Parker, E. R. (1957). ’Brittle Behaviour of Engineering Structures'. John
Wiley, New York.
21. Scknadt, H. M. (1960). In ’Nuclear Reactor Containment Buildings and Pre-
ssure Vessels', p. 532. Butterworths, London.
22. Schnadt, H. M. and Lienhard, E. W. (1964). Welding Fab. and Design
(Australia) 7 (3), 19.
23. Puzak, P. P., Eschbacher, E. W. and Pellini, W. S. (1952). Welding J.
31, 561s.
24. ASTM Specification E 208-66T. ’Drop Weight Tests'. ASTM, 1966.
25. De Graaf. J. E. and Van der Veen, J. H. (1953). J. Iron Steel Inst. 173, 19.
26. Tipper, C. F. (1948). ’Admiralty Ship Welding Committee Report R. 3'.
HM Stationery Office, London.
27. Noren, T. M. (1956). Trans. North East Coast Inst. Eng. and Shipbuilders
73, 87.
28. Kahn, N. A. and Imbembo, E. A. (1948). Welding J. 27, 169s.
29. Bagsar, A. B. (1948). Trans. Am. Soc. Meeh. Engrs 70, .751.
30. Robartson, T. S. (1963). J. Iron Steel Inst. 175, 361.
31. Feeley, F. J., Jr. Hrtko, D., Kleppe, S. R. and Northup, M. S. (1954).
Welding J. 33, 99s.
32. Yoshiki, M. and Kanazawa, T. (1958). Trans. Naval Arch. Soc. Japan
102, 32.
188
33. Videon, F. F., Barton, F. W. and Hall, W. J. (1963). Report No. SSC-148.
Shin Structur Committee, National Academy of Science of Sciences, Washington.
34. Nichols, R. W. (1965). Proc. Roy. Soc. A285, 104.
35. Cowan, A. and Vaughan, H. G. (1962). Nucl. Eng. 7 (69), 57.
36. Brit. Welding J. 15, 387 (1966).
37. Pellini, W. S. and Puzak, P. P. (1963). Fracture Analysis Diagram Pro-
cedures for the Fracture Safe Engineering Dasign of Steel Structures. Report No.
5920 Naval Rasearch Laboratory, Washington. (Also Bulletin No. 88, Welding
Research Council.)
38. Bevitt, E., Cowan, A. and Stott, A. L. (1964). J. Brit. Nucl. Energy Soc.
3, 16.
39. Fearnehough, G. D. and Hoy, C. J. (1964). J. Iron Steel Inst. 202, 912.
40. Wells, A. A. (1956). Trans. Inst. Naval Arch. 98, 296.
41. Hall, W. J., Kihara, H., Soete,W. and Wells, A. A. (1967)? Brittle Fracture
of Welded Plate*. Prentice-Hall, Englewood Cliffs, N. J.
42. Burdekin, F. M. and. Wells, A. A. (1966). Brit. Welding J. 13, 88.
43. Watkins, B., Vaughan, H. G. and Lees, G. M. (1966). Brit. Welding J.
13, 350.
44. Saunders, G. G. and Dolby, R. E. (1968). Brit. Welding J. 15, 230.
45. Cotton, H. C. (1967). Structural steel for containers, in ‘Strong Tough
Structural Steels*, Special Report No. 104, p. 31. Iron and Steel Institute, London.
46. Duffy, A. R. (1966). Symposium on Line Pipe Research. Catalogue No.
30,000, pp. 43, 139. Amarican Gas Association.
47. Kihara, H., Masubuchi, K- and Ishii, H. (1959). Welding J. 38, 451s.
48. Irwin, G. R. and Kies, J. A. (1952). Welding J. 31, 95s.
49. Nichols, R. W., Irvine, W. H., Quirk, A. and Bevitt, E. (1966). Proceedings
of First Intarnational Conference on Fracture, Sendai, p. 1673. Japanese Society
for Strength and Fracture of Materials, Tokyo.
50. Armstrong, T. N. (1949). Welding J. 28, 34s.
51. 9% Nickel Steel Bursting Tests at Low Temperatures. Centro di Infor-
mazioni del Nickel, Milan, Italy (undated).
52. Failure Analysis of PVRC Vessel No. 5. Welding Rasearch Council Bul-
letin No. 98, 1964.
53. Brubaker, E. H. and Dennison, J. R. (1965). J. Metals 17, 985.
54. Fracture toughness testing and its applications. Am. Soc. Testing Mater.,
Spec. Techn. Publ. No. 381, 1965.
55. Plane strain crack toughness testing of high strength metallic materials.
Am. Soc. Testing Mater., Spec. Techn. Publ. No. 410, 1967.
56. Method of test for plane—strain fracture toughness of metallic materials.
Approved by ASTM Committee E24 for publication in Am. Soc. Tasting Mater.,
ASTM Std. Part 31, 1969.
57. Wessel, E. T. (1968). Engineering Fracture Mechanics 1, 77.
58. Landerman, E., Yanichko, S. E. and Hazelton, W. S. (1967). Symposium
on effects of irradiation on structural metals. Am. Soc. Testing Mater., Spec. Tech.
Publ. No. 426, p. 260.
59. Nichols, R. W. (1966). In ’Proceedings of the Colloquium on Brittle Fracture
and Safety Problems in Nuclear Pressure Vessels*, p. 625. Euratom, Brussels.
60. Cowan, A. and Nichols, R. W. (1964). J. Eng. Power 86 (4), 393.
. 61. Pellini, W. S., Goode, R. J., Puzak, P. P., Lange, E. A. and Huber, R. W.
(1965). Review of Concepts and Status of Procedures for Fraeture-safe Design of
Complex Welded Structures Involving Metals of Low to Ultrahigh Strength Levels.
Report No. 6300, Naval Research Laboratory/Washington.
62. Pellini, W. S. (1968). Advances in Fracture Toughness Characterisation
Frocedures and in Quantitative Interpretations to Fracture Safe Design for Structural
yteels. Report No. 6713, Naval Research Laboratory, Washington. (Also available
ln Welding Rasearch Council Bulletin No. 130, May 1968.)
«. 63. Kihara, H. and Kanazawa, T. (1964). Evaluation Criterion of Structural
yteels for Low Temperature Application. Document No. IX-414-64, International
lnstitute of Welding.
189
64. Kihara, H. and Inagaki, M. (1964). Tentative Specification for High
Strength Steel Plates for High Pressure Vessels and the Other Welded Structures.
Document No. IX-415-64, International Institute of Welding.
65. Yoshiki, M. and Kanazawa, T. (1966). Studies for the Brittle Fracture
Problem in Japan*, 60th Anniversary Series, Vol. 13. Soc. of Naval Arch, of Japan,
Tokyo.
66. Wells, A. A. (1962). ’Proceedings of the Crack Propagation Symposium*,
Cranfield, Vol. 1, p. 210. Royal College of Aeronautics, Cranfield.
67. Burdekin, F. M. and Stone, D. E. W. (1966). J. Strain Analysis 1 (2),,145.
68. Burdekin, F. M. (1967). Brit. Welding J. 14, 649.
69. Fearnehough, G. D. and Watkins, B. (1968). Inter. J. Fracture Mechanics
4, 233.
70. Cotton, H. C. and Thomas, D. B. J. (1968—9). West of Scotland ISI 76, 57.
71. Burdekin, F. M. (1967). Brit Welding J. 14, 81.
72. Nichols, R. W. (1961). Steels for Reactor Pressure Circuits. Spacial Report
No. 69 (Discussion on p. 275), Iron and Steel Institute, London.
73. Wakefield, B. A. and Wells, A. A. (1962). Brit. Welding J. 9, 29.
74. Lloyd's Register of Shipping, ’Rules and Regulations for the Construction
and Classification’of Stael Ships*, 1965.
75. Wells, A. A. (1965). Brit. Welding J. 12, 1.
76. ASTM Boiler and Pressure Vessel Code 1965, Section III Nuclear Vessels,
p. 11.
77. De Garmo, E. P. (1948). Welding J. 27, 50s.
78. Jonassen, F. (1948). Amer. Soc. Naval Arch. Mar Engineers, Dec. 1948.
79. Lloyd's Register of Shipping, ’Detail Design in Ships', 1965.
80. Szczepanski, M. (1963). ’The Brittleness of Steel*. John Wiley, New York.
81. Feeley, F. J., Jr. and Northup, M. S. (1932). Failure of Two Oil Storage
Tanks, Fawley, England. Report presented at meeting of American Physics Insti-
tute, Chicago.
82. Brown, G., Noone, M. J. and Bishop, R. F. (1957). J. Brit. Nucl. Energy
Soc. 2, 132.
83. Poulter, D. R. (ed.) (1963). ’The Design of Gas Cooled Graphite Moderated
Reactors', p. 258. Oxford University Press, London.
84. Debarbadillo, J. J., Pense, A. W. and Stout, R. D. (1966). Welding J. 45,
357s.
85. Nichols, R. W. (1968). Brit. Welding J. 15, 21 and 75.
86. Cowan, A. and Kirby, N. (1969). Practical Fracture Mechanics for Structu-
ral Steels', Paper DI in the report of a symposium held at UKAEA, Risley, April
1969. Chapman & Hall, London.
87. Nichols, R. W., Burdekin, F. M., Cowan, A., Elliot, D. and Ingham, T.
(1969). ’Practical Fracture Mechanics for Structural Steels', Paper Fl in the report
of ajsymposium held at UKAEA, Risley, April 1969. Chapman & Hall, London.
К 88. Nichols, R. W..(1969). Reheat Cracking. Document No. X-547-69, Inter-
national Institute of Welding. Welding in the World 7 (4), 244.
89. Wells, A. A. (1961). Brit. Welding J. 8, 389.
Г лава 5
ВЫБОР МАТЕРИАЛОВ
Материалы для корпусов сосудов давления выбирают исходя
из следующих четырех основных требований: пригодности для
применения в данной конструкции; соответствия стандартам или
установленным нормативам; стоимости; освоенности данного ма-
териала промышленным производством. Указанные требования
ограничивают свободу выбора материала при конструировании,
но они необходимы для объективного и критического подхода
к выбору материала и для пересмотра традиционной технологии
в направлении повышения экономичности использования мате-
риалов. Конструкторам важно знать потенциальные опасности,
которые могут встретиться в процессе изготовления, особенно
сосудов из высокопрочных материалов, и способы устранения
этих опасностей. Исключительно важно также знать требования,
предъявляемые к материалам в основных национальных стандар-
тах (особенно тех, которые имеют силу закона).
5.1. Пригодность материалов к работе
Пригодность материала к работе характеризуется тремя основ-
ными качествами: коррозионной стойкостью, прочностью при
высокой температуре и технологичностью.
5.1.1. Коррозионная стойкость. В настоящей книге не пред-
ставилось возможным детально изложить проблемы выбора ма-
териалов для сосудов давления, работающих в условиях воздей-
ствия многочисленных специфических коррозионных сред. Из
литературы, посвященной этому вопросу [1—13], особое внимание
следует обратить на книги Е. Ребальда «Руководство по корро-
зии» [61 и Г. А. Нельсона «Коррозионные свойства» [14], где
имеются сведения о скорости коррозии различных металлов
в многочисленных химически активных окружающих средах.
В книге Г. А. Нельсона приведены также диаграммы выбора
сталей [14], стойких при работе в неорганических кислотах и
в газовых средах, таких, как водород (рис. 5.1). Присутствующий
в этих сталях молибден повышает сопротивление коррозии в среде
водорода в 4 раза больше, чем хром, и эквивалентен ванадию,
титану и ниобию при содержании до 0,1%. Такие элементы, как
кремний, никель и медь, не повышают сопротивление кор-
розии.
191
Рис. 5.1. Области применения различных сталей для ра-
' боты в среде водорода:
1 — сталь (6,0% Сг и 0,5% Мо); 2 — сталь (3,0% Сг и 0,5% Мо);
3 — сталь (2,0% Сг и 0,5% Мо); 4—сталь (1,25% Сг и 0,5% Мо);
н 5 —• сталь с 0,5% Мо; L6 — углеродистая сталь
Скорости коррозии изменяются в широких пределах в зави-
симости от характера промышленной установки и активности
окружающей среды. В нефтяной и нефтехимической промышлен-
ности для сосудов давления обычный средний срок службы состав-
ляет около 10 лет. Допустимая глубина коррозии в соответствии
с требованиями стандартов должна составлять 3 мм при макси-
мально допустимой скорости коррозии 0,5 мм в год. Там, где
наблюдается более высокая скорость коррозии, экономичнее пре-
дусмотреть возможность периодических ремонтов. В этом случае
допустимые глубина и скорость коррозии могут быть установлены
соответственно би 1,25 мм в год [151.
Окружающие среды сосудов, работающих в химическом про-
изводстве, часто являются исключительно коррозионно-актив-
ными, поэтому относительно срока службы сосуда или допускае-
мых норм скорости коррозии жестких правил нет. В некоторых
случаях, например, применяют только специальные материалы
с высокой коррозионной стойкостью (платина и др.). Возможно,
экономически целесообразнее было бы применять более дешевый
материал, а допускаемый срок службы сократить до одного года
или до двух лет.
При оценке свойств материалов, используемых для специаль-
ных аппаратов химической и нефтяной промышленности, обычно
проводят испытания в лабораториях или на опытных стендах.
При испытаниях определяют скорость коррозии и оптимальные
свойства материала. Тем не менее всегда может возникнуть не-
обходимость в корректировке вследствие непредвиденных разли-
чий -между условиями работы металла на стенде и в аппарате.
Для некоторых установок особого типа провести стендовые
испытания невозможно, хотя определить скорость коррозии необ-
ходимо. В этих случаях используют данные, имеющиеся в лите-
ратуре [1—13]. Следует помнить, что при, производстве неорга-
192
нических химикатов могут присутствовать коррозионно-активные
примеси, существенно повышающие скорость коррозии.
Определенные процессы, имеющие место в фармацевтической
и пищевой промышленности, а также в тонкой химической техно-
логии, не допускают загрязнения продукта. В таких случаях
выбор материала диктуется скоростью процесса растворения
металла в жидкости, а не сроком службы сосуда. Установки для
деаэрации и для химической очистки питательной воды на элек-
тростанциях также не допускают загрязнений.
Коррозионное растрескивание металла под напряжением пред-
ставляет особенно опасную форму коррозии, так как может при-
вести к катастрофическому разрушению сосуда. Наиболее рас-
пространенными реагентами, способствующими коррозионному
растрескиванию, являются хлориды и щелочи в случае аустенит-
ной хромоникелевой стали, а также щелочи, нитраты и H.2S —
в случае ферритных сталей.
Оборудование (за исключением сосудов низкого давления)
из нержавеющей хромоникелевой стали,- имеющей контакт с хло-
ридами, с экономической точки зрения более целесообразно
изготовлять из плакированного нержавеющей сталью листа,
а не из сплошного нержавеющего листа.
Эффективным средством борьбы с коррозионным растрескива-
нием под напряжением углеродистой стали в щелочной среде
является термообработка, снимающая внутренние Напряжения.
Температурные и концентрационные пределы надежной работы
стали, прошедшей такую термообработку, указаны в книге
Г. А. Нельсона [13]. Полезные руководства по предотвращению об-
разования трещин .в среде H2S можно найти [161 в специфика-
циях 50, 51, 60 и 150, опубликованных Национальной ассоциа-
цией NACE.
Для изготовления стойких к коррозии сосудов давления
применяют как металлы, так и неметаллические материалы.
Последние обычно используют в качестве облицовки металличе-
ского сосуда. Металлы по стоимости можно разделить на три
группы:
низкая стоимость — литой чугун, литая углеродистая и низ-
колегированная сталь, кованая углеродистая и низколегирован-
ная сталь;
умеренная стоимость — высоколегированная сталь (с содер-
жанием хрома 12% и выше), алюминий, медь, свинец, никель
и его сплавы;
высокая стоимость — платина, серебро, тантал, титан и цир-
коний.
Если материалы второй и третьей групп использовать для
плакировки стали, то стоимость сосудов из такой стали будет
снижена. В настоящее время для многих материалов освоен про-
цесс плакировки взрывом. В частности, при помощи взрыва сталь
может быть успешно плакирована титаном, в то время как при
13 р. Никольо 193
плакировке прокаткой между двумя слоями металла образуется
хрупкая промежуточная прослойка [17].
Если по условиям коррозионной активности среды необходимо
применять металл из группы умеренной стоимости, то часто
экономически более целесообразной может оказаться углероди-
стая сталь [18], покрытая специальной смолой (сакафен, металло-
ген и т. п.) или резиной [19, 20]. Данные покрытия обладают
защитными свойствами при рабочих температурах, не превыша-
ющих 200° С.
Следует отметить, что при нарушении связи покрытия с ме-
таллической основой оно может отслоиться и нарушить техноло-
гический процесс, закупорив отверстия в установке. Тем не менее
покрытия в некоторых случаях экономически выгодны даже при
необходимости их периодического ремонта или замены [21 ].
При более высоких температурах и более агрессивных коррозион-
ных средах применяют сосуды, облицованные кислотоупорной
футеровкой [2, 22, 231. В этом случае используют плитку или
кирпич из пластика, керамики или графита. Для связывания кис-
лотоупорного кирпича применяют цемент, состоящий из асфальта,
серы, фенольной смолы или иных химически инертных веществ.
Другими неметаллическими материалами, используемыми при
химически активных средах, являются древесина (обычно как
покрытие), стекло и бетон. Из стали, облицованной стеклом,
можно изготовлять емкости большого размера для работы при
умеренных температурах и давлении [24].
5.1.2. Влияние технологии производства стали на ее свойства.
Процесс изготовления стали, особенно углеродистой и углеро-
дистомарганцевой — один из важных факторов формирования
ее свойств. Поэтому до рассмотрения влияния температуры дадим
краткий очерк современной металлургической технологии.
При производстве стали на ее свойства влияют следующие
процессы: выплавка, разливка и раскисление.
Процесс выплавки. Сталь выплавляют в бессемеровских кон-
вертерах, мартеновских печах, электропечах и в основных (тома-
совских) конвертерах с кислородным дутьем. Имеются две разно-
видности бессемеровского процесса выплавки (первого способа
массового производства стали) — основной и кислый, причем
первый процесс известен как томасовский. В оригинальном кон-
вертере Бессемера для удаления углерода через расплавленный
металл продувают воздух, а в конце продувки добавляют марга-
нец, чтобы исключить вредное охрупчивающее влияние серы.
В конвертерах с кислой футеровкой нельзя удалить из чугуна
фосфор, поэтому качественную сталь можно получить только из
низкофосфористого чугуна. Такой чугун имеется в США, где до
сих пор используют кислый бессемеровский процесс. Большин-
ство европейских руд содержит значительное количество фосфора,
поэтому в Европе бессемеровскую сталь выплавляют в основных
конвертерах с удалением фосфора.
194
Бессемеровская сталь может иметь нежелательно высокое
содержание азота, что делает ее склонной к охрупчиванию при
деформационном старении. Содержание фосфора и серы в этой
стали также может быть более высоким, чем в мартеновской.
Однако за последнее время европейские металлурги добились
улучшения бессемеровской стали, в которой контролируемое
содержание азота, фосфора и серы в сумме не должно превышать
0,05%. Такую сталь применяют для сосудов давления. Например,
сталь типа HI по DIN 17155 может быть бессемеровской при
условии, что содержание азота не превышает 0,008% (кипящая
сталь) или 0,010% (успокоенная сталь).
С другой стороны, большинство спецификаций на сталь для
сосудов давления допускают использование стали только марте-
новской и электродуговой выплавки, а также основной конвертер-
ной стали, полученной при кислородном дутье. Из бессемеров-
ской стали в Бельгии получают листы, однако в других странах
ее в основном применяют для изготовления рельсов, проката
и труб.
Мартеновскую сталь и электросталь получают расплавлением
чугуна и стального скрапа под соответствующими шлаками;
избыточный углерод удаляют добавками руды или продувкой
кислородом. Эти процессы обеспечивают надлежащий контроль
содержания неметаллических включений в стали, которая полу-
чается пригодной к изготовлению из нее (без каких-либо специаль-
ных ограничений) стальных листов для котлов и сосудов. Основ-
ные процессы выплавки с кислородным дутьем также позволяют
получить сталь, удовлетворительную по своему химическому
составу. В этих процессах подобно бессемеровскому используют
конвертер, но вместо продувки воздуха через сталь продувают
кислород над ее поверхностью. Это обеспечивает одновременное
удаление фосфора, серы и углерода и малое конечное содержание
азота (около 0,004%).
Стандарты ASTM (США) для изготовления котлов и сосудов
'Допускают применение листа из основной конвертерной стали,
полученной при кислородном дутье. Британский стандарт BS 1501
также допускает использование этой стали, но с ограничением
содержания азота до 0,008%. Однако стандарты ФРГ требуют
индивидуального утверждения процессов выплавки, кроме марте-
новского (Сименс—Мартен) или выплавки в электрических печах.
Способы разливки и раскисления. Удаление углерода из чугуна
является окислительным процессом, в результате которого жид-
кий Металл будет иметь значительное количество растворенного
кислорода. При разливке такой стали в изложницу углерод и
кислород вступают в реакцию с образованием СО, что приводит
к появлению пористости и обезуглероживания во внешней зоне
слитка. Дальнейшее затвердение металла происходит при пони-
женном количестве кислорода, поэтому во внутренней зоне слитка
имеет место повышенная концентрация углерода и сосредото-
13* 195
чивается большинство примесей. Прокатанные из таких слитков
листы в наружных слоях состоят почти из чистого железа, а во
внутренних — из стали с высоким содержанием углерода. Такие
листы из кипящей стали 141 согласно британскому стандарту
BS 1501 могут быть использованы для изготовления сосудов,
облицованных стеклом, поскольку обезуглероженная поверхность
листа дает лучшее сцепление основного металла с покрытием и
максимальную однородность этой зоны. Однако, как правило,
листы из кипящей стали применяют только для неответственных
тонкостенных сосудов.
Одним из способов удаления кислорода является добавка
в сталь небольших количеств раскислителей, обладающих повы-
шенным сродством к кислороду. Раскислители— кремний и алю-
миний — добавляют в печь, алюминий вводят в ковш. Обрабо-
танная таким способом сталь кристаллизуется совершенно иначе:
в ней практически не образуется СО и не наблюдается наружной
обезуглероженной зоны. Затвердевший слиток сравнительно одно-
роден, и только в его верхней части образуется усадочная воронка,
представляющая собой зону сегрегации с повышенным количе-
ством пористости и неметаллических включений. Перед прокат-
кой эту часть отрезают, в результате чего лист из успокоенной
стали получается значительно дороже листа из кипящей стали,
для которой выход годного проката на 1 т жидкой стали выше.
Промежуточной между кипящей и полностью успокоенной
сталью является полуспокойная сталь. В такую сталь вводят
достаточное количество кремния, чтобы препятствовать процессу
кипения. Однако при этом еще сохраняется остаточный кислород
для образования некоторого количества СО. Слиток получается
умеренно однородным, но достаточно пористым, что исключает
усадку с образованием усадочной воронки. В результате можно
не отрезать головную часть слитка перед прокаткой. Таким
образом, полуспокойные стали дешевле в производстве, чем
успокоенные.
Помимо активного раскисления, алюминий, вводимый в сталь
в небольших количествах, способствует измельчению ее струк-
туры. Мелкозернистая сталь имеет более высокий предел теку-
чести и лучшую вязкость. Однако длительная прочность обра-
ботанной алюминием стали при температурах 350—450° С ока-
зывается . ниже длительной прочности раскисленной кремнием
или полураскисленной стали. Таким образом, оптимальной угле-
родистой сталью для использования ее при низких температурах
является углеродистомарганцевая сталь, обработанная алюми-
нием (BS 1501-224). Для повышенных температур предпочтитель-
нее раскисленная кремнием сталь с добавками алюминия не
более 240 г/т.
Такое деление углеродистой стали на мелкозернистую для
умеренных и низких температур и крупнозернистую для проме-
жуточных и высоких температур было введено стандартами
196
ASTM и ASME (США). Сталь А516 (первого типа) по стандарту
ASTM в соответствии с VIII частью стандарта ASME применяют
до температуры 454° С, а сталь А515 (второго типа) — до темпе-
ратур 538° С. Британский стандарт BS 1501 также исчерпывающе
регламентирует процесс раскисления углеродистых сталей. Основ-
ные характеристики различных углеродистых сталей, установлен-
ные этим стандартом, приведены в табл. 5.1.
Недостатком раскисления кремнием, марганцем и алюминием
являются остающиеся в стали неметаллические включения, на-
пример силикаты марганца и т. п. При соответствующих усло-
виях скопления неметаллических включений или их неблаго-
приятной ориентации приводят к ослаблению металла листа
и к его расслоению. Указанный недостаток устраняется при
разливке стали в вакууме, в процессе которой значительная
часть раскислителей взаимодействует с углеродом. В этом слу-
чае требуется добавка лишь небольшого количества металличе-
ских раскислителей. Разливка в вакууме имеет и другие преиму-
щества: пониженное содержание водорода в слитке, более точный
химический состав и др. В Западной Европе и других странах
толстый лист для сосудов давления нередко изготовляют из
металла, выплавленного в вакууме.
5.1.3. Влияние температуры на механические свойства. Одно-
временно с высокой коррозионной стойкостью материалы для
сосудов должны иметь соответствующие механические свойства
при рабочей температуре. Общепринято рассматривать влияние
температуры в трех следующих укрупненных интервалах: отри-
цательные или низкие температуры (ниже 0° С); атмосферная,
комнатная или нормальная температура (0—20° С); повышенные
температуры (более 20° С). Нижний предел для атмосферной
температуры, равный 0° С, соответствует британским стандартам
BS 1500 и BS 1515. В ФРГ и США этот предел соответственно
составляет —10 и —29° С.
Отрицательные температуры. Выбор материалов для исполь-
зования при отрицательных температурах в значительной степени
диктуется необходимостью иметь высокий уровень пластичности.
С понижением температуры кратковременные механические (проч-
ностные) свойства пластичных материалов повышаются, но, как
правило, лимитирующими для расчета обстоятельствами остаются
нагрузки, возникающие при гидравлическом испытании или
при начальном нагружении сосуда. Поэтому свойства материала
Должны прежде всего обеспечивать его работу именно в этих
условиях. С другой стороны, при отсутствии воды или при повы-
шенной химической активности среды появляется возможность
использования допусков по глубине коррозии (обычно около
1—1,6 мм).
Металлы с гранецентрированной решеткой (т. е. многие из
Широко применяемых) с точки зрения характеристик пластич-
ности мало чувствительны к понижению температуры. Тем не
197
Таблица 5.1
Марка стали по стандарту BS 1501 Категория прочности СТВГП1П’ кгс/мм* Характеристика стали Толщина листа и назначение стали
1 2 3 4
141 35,5 Кипящая До 19 мм. Для покрытых стеклом сосудов давления и емкостей
151 35,5 40 43 .Полураскисленная Si; Al не бо- лее 240 г/т До 100 мм. Для сосудов давления, работающих при температуре до 400° С (по стандарту BS 1500) и до 500° С (по стандарту BS 1515)
154 35,5 40 43 Полураскисленная А1 До 9,5 мм. Для сосудов, используемых при атмо- сферной температуре До 150 мм. Для сосудов, используемых при нормаль- ной и повышенной темпера- турах до 510° С (по стан- дарту BS 1500) и до 500° С (по стандарту BS 1515)
161 35,5 40 43 Спокойная, раскисленная Si; Al не более 240 г/т
211 40 43 46 49,5 Полураскисленная углеродисто- марганцевая повышенной проч- ности До 100 мм. Для сосудов, работающих при темпера- туре от —15 до 500° С
213 43 46 49,5 Полураскисленная, модифициро- ванная ниобием углеродистомар- ганцевая мелкозернистая сталь повышенной прочности с улуч- шенными свойствами по пределу текучести и ударной вязкости. Не- сколько хуже свойства по дли- тельной прочности, чем у сталей 151, 161 и др. До 100 мм. Для сосудов, используемых при темпе- ратуре от —30 до 350° С
221 40 43 46 49,5 Углеродистомарганцевая спокой- ная раскисленная Si сталь повы- шенной прочности. Несколько хуже свойства по пределу теку- чести и по ударной вязкости, чем у стали 213, но равные свойства по длительной прочности со сталью 161 До 150 мм. Для сосудов, используемых при темпе- ратурах от —15 до 500° С
223 43 46 49,5 Спокойная, раскисленная Si; Al не более 240 г/т; свойства такие же, как у стали 213 Спокойная; раскисленная Si; мо- дифицированная А1 для получе- ния зерна пятого балла и мельче; углеродистомарганцевая мелко- зернистая сталь повышенной проч- ности с улучшенными свойствами по ударной вязкости при темпе- ратурах до —50° С; при повышен- ных температурах свойства хуже, чем у стали 161 До 150 мм. Для сосудов, используемых при темпе- ратурах от —15 до 500° С
224 40 43 46 49,5 До 150 мм. Для сосудов, работающих при темпера- турах от —50 до 150° С
198
менее определенные сплавы, например термически обрабатывае-
мые алюминиево-магниево-кремниевые, имеющие невысокую вяз-
кость при комнатной температуре, не рекомендуются для приме-
нения при низких температурах.
Основная проблема выбора материала для работы при отри-
цательных температурах заключается в возможности использова-
ния ферритных (углеродистых и углеродистомарганцевых) сталей.
Вероятность хрупкого разрушения этих сталей возрастает при
увеличении толщины стенки детали (см. гл. 4).
Данное положение относится к сосудам давления с толщиной
стенки до 50 мм и не распространяется на более толстостенные
сосуды. В холодильной промышленности обычно составляют
спецификацию на конструкционные материалы, работающие при
температурах до —120° С. Однако необходимо иметь в виду, что в
холодильных установках понижение температуры сопровождается
одновременным снижением давления и, следовательно, напря-
жений. Обычно считают, что если действительные напряжения
в стали ниже по сравнению с расчетными, то оправдывает себя
подход, заключающийся в ограничении минимально допустимой
температуры применения стали с соответствующей корректиров-
кой расчетных напряжений по температуре. По этому принципу,
например, приняты допускаемые напряжения для сосудов давле-
ния в соответствующих стандартах: BS 1515 (приложение С)
и ASME (часть VIII, § VCS—66).
Однако исчерпывающую оценку рабочих напряжений следует
делать не только для первичных напряжений в мембранной части
сосуда, но и для вторичных напряжений в таких зонах, как
штуцерные соединения и т. п.
При отрицательных рабочих температурах некоторое приме-
нение находит серый чугун, поскольку в этих условиях его хруп-
кость не выше, чем при комнатной температуре, однако уровень
расчетных напряжений для чугуна невысок. Поэтому в редких
случаях использование серого чугуна оговаривается в специфи-
кациях на изготовление сосудов давления.
Для сосудов, работающих с более высокими расчетными
напряжениями при температурах до —60° С, используют угле-
родистую сталь (в соответствии со стандартом BS 1515).
Принципиальные положения о необходимости поддержания
на соответствующем уровне характеристик вязкости стали были
изложены ранее (см. гл. 4). На практике выбор материала в основ-
ном определяется требованиями стандартов (например, BS 1500
и BS 1515), в которых обеспечение величины вязкости стали не
является обязательным. Предполагается, что необходимая вяз-
кость стали обеспечена надлежащим химическим составом и
соответствующей технологией выплавки, разливки и раскисления
стали, оптимальной термической обработкой листа и технологией
Изготовления изделия. Углеродистая сталь для работы при низ-
ких температурах обычно характеризуется малым содержанием
199
углерода и регламентированным отношением марганца к угле-
роду. Из различных элементов, добавляемых для получения
мелкозернистой структуры стали, наиболее эффективным является
алюминий.
Мелкозернистую структуру стали можно также получить,
контролируя режимы прокатки листов, в частности температуры
окончания прокатки. Свойства пластичности и вязкости улуч-
шаются после нормализации, поэтому модифицированные ниобием
и алюминием стали 213, 223 и 224 (по стандарту BS 1501) постав-
ляют в нормализованном состоянии. Для работы при темпера-
турах ниже —60° С используют закаленные и отпущенные угле-
родистомарганцевые стали. При этом особенно важно тщательно
соблюдать следующие режимы технологического процесса при
изготовлении сосуда: сталь, предназначенную для низких тем-
ператур, сваривать с использованием процессов, обеспечивающих
низкое содержание водорода; применять многослойную автома-
тическую сварку, при которой в сварной шов поступает наимень-
шее количество тепла (чтобы избежать укрупнения зерна).
Поскольку в результате часто применяемой термообработки
для снятия остаточных сварочных напряжений может иметь место
снижение ударной вязкости листового материала, особенно в слу-
чае полуспокойных сталей, заводские испытания листов следует
проводить после указанной термической обработки (см. стандарт
BS 1501). Для листов, предназначенных к применению при низких
температурах, испытания на ударную вязкость надрезанных
образцов сохраняют свое значение как наиболее широко распро-
страненные испытания по контролю качества металла. В Велико-
британии и особенно в США применяют испытания по Шарпи
образцов с V-образным острым надрезом. Однако в части VIII
стандарта ASME требуется испытание образцов с U-образным
надрезом глубиной 5 мм, а в стандартах ФРГ — испытание об-
разцов с U-образным надрезом глубиной 3 мм. В Италии и во
многих других странах все еще нередко применяют испытания
на ударную вязкость образцов Менаже с U-образным надрезом
глубиной 2 мм.
Трудности получения удовлетворительной ударной вязкости
возрастают с увеличением толщины сечения. В случае крупных
поковок это представляет особую проблему. Часто бывает необ-
ходимо применить закалку с отпуском, чтобы получить требуемые
свойства в толстых сечениях. Закалка с отпуском является термо-
обработкой, широко используемой для толстостенных сосудов
давления ядерных реакторов.
Рассматривая температурную шкалу, следует выделить интер-
вал от —50 до —100° С, в котором применяют низколегированные
перлитные стали. Чаще всего используют (и это находит отраже-
ние в стандартах) хромомолибденовые (1% Сг и 0,25% Мо) и нике-
левые (1 — 5% Ni) стали. Наиболее широкое распространение
имеют стали, содержащие 3,5% Ni. Их сваривают одноименными
200
легированными электродами или (значительно реже) аустенитной
•хромоникелевой или никелевой проволокой.
При тщательном выполнении сварки (в частности, при ре-
жимах с минимальным подводом тепла) можно получить удовле-
творительные характеристики ударной вязкости в сварном соеди-
нении при температурах до —100° С. Одна из проблем исполь-
зования стали с 3,5% Ni заключается в трудностях изготовления
небольших фитингов, хотя крупные детали из этой стали (трубы
и листы) изготовляют без затруднений. В случаях изготовления
небольших фитингов более пригодной может оказаться аустенит-
ная хромоникелевая сталь. Однако при надлежащем качестве
и тщательности выполнения технологических операций фитинги
из стали с 3,5% Ni можно без особых трудностей изготовлять
с использованием сварки.
Для работы при температурах ниже —100° С (—120° С для
стали с 5% Ni) можно выбирать аустенитную хромоникелевую
сталь, сталь с 9% Ni, алюминий или медь.
Эти материалы обладают высокой вязкостью, сохраняющейся
до температур ниже используемых в установках промышленного
масштаба. Аустенитные стали лучше'освоены в промышленности
и более технологичны, но более дороги, чем сталь с 9% Ni или
алюминий. Сталь с 9% никеля имеет сравнительно высокую проч-
ность; ее можно сваривать присадочными материалами на нике-
левой основе. Обладая приемлемой стоимостью, она, подобно
другим никелевым сталям, отличается недостаточной технологич-
ностью изготовления разнообразной по форме продукции. Алю-
миний обычно используют в виде сплавов с марганцем, которые
являются весьма подходящими и экономически оправданными
материалами. Однако сварка алюминиевых сплавов по нормам
производства сосудов давления чрезвычайно затруднительна; ее
могут выполнять только специализированные фирмы. Медь в на-
стоящее время слишком дорога для использования в криогенных
установках промышленного масштаба, но традиционно является
конструкционным материалом аппаратов по производству жид-
кого воздуха.
Атмосферная температура. Материалы при их выборе для
работы в области атмосферных температур делят на две группы:
материалы для установок, которые в течение всего срока службы
работают в интервале от 0° С и выше; материалы, которые не
дают хрупких разрушений при изготовлении или гидравлическом
испытании сосудов.
Обычно стандарты для сосудов давления не содержат регла-
ментированных требований по ударной вязкости материалов при
рабочих температурах выше 0° С. Тем не менее для конструкторов
становится все более очевидной необходимость использования
Ударной вязкости в качестве контрольной характеристики, в осо-
бенности при оценке качества металла толстолистового проката.
Практически требования варьируют чрезвычайно широко. Напри-
201
мер, работники очистительных заводов, как правило, требуют
для листов толщиной более 50 мм, предназначенных для изго-
товления сосудов давления, проведения испытаний на ударную
вязкость независимо от температуры, при которой они будут
работать. Если температура более низкая (например, от 4-16
до —29° С), то требуют проведения таких испытаний и для листов
толщиной свыше 13 мм.
Испытания на ударную вязкость существенно увеличивают
стоимость листов, поэтому во многих случаях представляется
целесообразным иное решение проблемы — введение в стандарты
соответствующего условия, по которому сталь для рассматривае-
мой области пониженных температур должна быть полностью
успокоенной или мелкозернистой с соответствующими модифици-
рующими добавками. Подобного рода предосторожности особенно
необходимы в Великобритании и США, поскольку в этих странах
при производстве листов для сосудов давления широко исполь-
зуют полуспокойную сталь, тогда как в странах Западной Европы
применяют главным образом полностью успокоенные стали.
Специальные мероприятия по предотвращению хрупких раз-
рушений при производстве и гидравлических испытаниях ка-
саются сосудов из толстолистового проката. Особенно это отно-
сится к предназначенным для работы при высокой температуре
сосудам, для которых при выборе материала характеристика
вязкости не имела решающего значения. В таких случаях выбор
материала составляет только часть проблемы; не менее важным
является требование дополнительного контроля на всех стадиях
производства. С этой точки зрения наилучшим материалом,
естественно, является тот, который не подвержен трещинообразо-
ванию в процессе сварки (особенно в зонах повышенной твердости).
Кроме того, в этом материале не должно образовываться трещин
при повторном нагреве в процессе термообработки для снятия
остаточных сварочных напряжений.
При использовании технологичной углеродистомарганцевой
стали риск возникновения производственных дефектов в виде
трещин или хрупкого разрушения сведен к минимуму. Однако
для сосудов высокого давления вследствие ограничений, возни-
кающих из-за большой массы при сборке, монтаже и транспорти-
ровании, часто приходится применять легированную сталь. Кроме
того, легированной стали отдается предпочтение по сравнению
с углеродистой в тех стандартах по расчетам, где допускаемые
напряжения назначают по характеристике предела текучести
материала.
Наиболее существенным при выборе легированной стали яв-
ляется обеспечение низкого содержания углерода (0,1—0,2%).
В отношении влияния легирующих элементов рискованно делать
обобщающие выводы, тем не менее обрей тенденцией является
то, что ванадий и бор повышают риск возникновения трещин
при сварке, а добавка никеля улучшает характеристики вязкости.
202
Однако, за исключением особо толстых сечений, модифицирован-
ные ванадием стали широко используют при производстве сосудов,
так как они имеют хорошие технологические свойства.
Главная цель производственного контроля заключается в пре-
дотвращении трещин, которые могли бы служить источниками
•хрупких разрушений. Подробнее эти вопросы будут рассмотрены
в разделе «Свариваемость» гл. 6. Надлежащий контроль качества
металла должен быть предусмотрен на всех стадиях производства
в виде испытания материала в состоянии поставки и после терми-
ческой обработки, подобной той, которую применяют при изго-
товлении сосуда. Испытания, дающие качественную оценку про-
цессов сварки, выполняют на образцах листа натурной толщины.
Применительно к толстостенным сосудам (с толщиной листа более
50 мм) в программу контрольных испытаний обязательно следует
включить испытания на ударную вязкость образцов по Шарпи
с V-образным надрезом. Стандарты на толстостенные сосуды
могут также содержать требования обязательного ультразвуко-
вого контроля стыковых швов и швов приварки штуцеров до
и после окончательной термической обработки.
Для сосудов давления ядерных реакторов возникает дополни-
тельная проблема, связанная с повышением переходной темпе-
ратуры хрупкости, в первую очередь в результате нейтронного
облучения при эксплуатации. Это приводит к специфическим тре-
бованиям при выборе материала (рассмотрены отдельно).
Принципы выбора материалов для отрицательных и атмосфер-
ных расчетных рабочих температур приведены в табл. 5.2 для
низких значений произведения давления на диаметр сосуда (кроме
сосудов для холодильного оборудования) и в табл. 5.3 для вы-
соких значений произведения давления на диаметр сосуда.
Повышенная температура. Выбирая сталь дл,я. использования
при повышенной температуре, необходимо обеспечить требуемую
прочность и стабильность свойств. Основные факторы, которые
определяют выбор существующих и разработку новых тепло-
устойчивых и жаропрочных сталей для работы при высоких
температурах, будут рассмотрены далее.
Для иллюстрации вопроса обеспечения прочности на рис. 5.2
приведены зависимости от температуры предела прочности, пре-
дела текучести, характеристик ползучести и длительной проч-
ности для раскисленной кремнием спокойной углеродистой стали.
С повышением температуры предел прочности (кривая /) вначале
снижается, затем, возрастая, достигает максимального значения
при температуре 250° С и снова снижается при температуре 375° С
До значения, равного величине предела прочности при комнатной
температуре. Предел текучести (кривая 2) вначале сохраняется
приблизительно постоянным, потом плавно понижается в интер-
вале температур от 200 и 300° С и затем стабилизируется при
новом (пониженном) значении. Напряжение, вызывающее пол-
зучесть (кривая 4), и предел длительной прочности (кривая 3)
203
Таблица 5.2
Температура, °C Рекомендуемый материал Заменитель
Ниже —100 Алюминий; сталь с 9% Ni; аустенитная хромоникеле- вая сталь —
От —100 до —50 Сталь с 3,5% Ni Сталь с 5% Ni до темпера- тур —120° С; сталь с 2,5% Ni до температур —60° С
От —50 до 0 Углеродистая сталь, испы- танная на ударную вяз- кость По стандарту ASME до тем- ператур —29° С углероди- стую сталь можно приме- нять без испытаний на ударную вязкость; можно использовать мелкозерни- стые стали (испытания на ударную вязкость проводят при температурах, равных или меньших расчетной)
От 0 до 20 Тонкий лист (менее 13 мм) обычного или более высо- кого качества для котло- строения; сталь 151 по стандарту BS 1501; тол- Можно использовать для толстого листа мелкозер- нистую сталь
стый лист из успокоенной стали 161 по стандарту BS 1501
Таблица 5.3
Температура, °C Рекомендуемый материал Заменитель
Ниже —100 От —100 до —50 От —50 до 0 От 0 до 20 Сталь с 9% Ni Сталь с 3,5% Ni Испытанная на ударную вязкость мелкозернистая углеродистомарганцевая сталь, например 224 (стан- дарт BS 1501) или LT50 (стандарт BS 1515) Мелкозернистая успокоен- ная сталь 223 или 224 (стандарт BS 1501) Для сосудов определенного назначения — аустенитная хромоникелевая сталь Сталь с 9% Ni Испытанная на ударную вязкость сталь А516 (стан- дарт ASTM) Испытанная на ударную вязкость полууспокоенная мелкозернистая сталь
с повышением температуры непрерывно и существенно сни-
жаются.
Наличие стабильных участков и максимумов на кривых 1 и 2
обычно связывают с упрочнением в результате деформационного
старения благодаря выделению нитридов из твердого раствора
204
в течение длительной эксплуатации. Ё полууспокоенной и в рас-
кисленной кремнием стали всегда присутствует свободный азот
(растворенный в стали и не связанный с другими элементами).
В модифицированных алюминием сталях значительное коли-
чество азота связано в нитриды, которые часто выделяются из
раствора уже на стадии производства сосуда. В результате умень-
шается количество выделений нитридов в процессе службы, что
соответственно снижает длительную прочность. Однако длитель-
ные испытания показывают, что различие пределов длительной
прочности обоих указанных сортов углеродистой стали весьма
невелико, особенно при более высоких температурах (рис. 5.3).
Прочность перлитных сталей зависит главным образом от
трех факторов: характера присутствующих в стали продуктов
превращения, т. е. от структуры и степени упрочнения вследствие
процессов растворения и выделения второй фазы. Продукты рас-
пада представляют собой феррит, перлит, бейнит, мартенсит
и т. д. Используемые для сосудов давления углеродистые, угле-
родистомарганцевые и углеродистомолибденовые стали с низ-
ким содержанием углерода при нормальных условиях являются
перлитными, т. е. содержащими в структуре феррит и перлит.
Процентное содержание перлита и дисперсность структуры
(размер ферритного зерна) определяют предел прочности таких
сталей. На величину предела текучести этих сталей главным
Рис. 5.3. Пределы длительной проч-
ности'о за 10 000 ч (штриховые кри-
вые) и за 100 000 ч (сплошные кри-
вые) сталей с 1,0—1,5% Мп при ма-
лом содержании молибдена [27 ]:
1 и 4 •— полуспокойная сталь; 2 и 5 —
спокойная раскисленная сталь; 3 и 6 —
обработанная алюминием сталь
Рис. 5.2. Зависимость механических
свойств и длительной прочности а по-
лу спокойной углеродистой стали от
температуры Т [26]:
/ — предел прочности; 2 — предел теку-
чести; з — предел длительной прочности
за 100 000 ч; 4 — напряжение, вызываю-
щее деформацию ползучести величиной
1% за 100 000 ч
205
Рис. 5.4. Зависимость свойств перлитных сталей от количества легирующих
элементов в твердом растворе [28]:
а — предел текучести Д as; б — предел прочности Дав; в — относительное сужение Дф
образом влияет размер зерна. Предел прочности и предел
текучести (в большей степени) увеличиваются при уменьшении
размера зерна. Мелкое зерно понижает переходную температуру
хрупкости. Поэтому мелкозернистые стали являются более пред-
почтительными.
Зависимости, характеризующие влияние различных легиру-
ющих элементов на прочность углеродистой стали, показаны
на рис. 5.4. Механические свойства при комнатной температуре
перлитных углеродистых сталей, содержащих до 0,25% С и' до
1,5% Мп, в зависимости от химического состава и структуры
следующие:
Предел прочности в кгс/мм2 .... 30,0 + 2,8 (% Мп) + 8,44 (% Si) 4-
+ 0,158 (d-1/2)* + 0,4 (% перлита)
Предел текучести в кгс/мм2....... 10,6 4- 3,22 (% Мп) 4- 8,55 (% Si) 4-
+ 0,355 (<Г1/2)
Относительное сужение поперечного
сечения, %..................... 78,5 + 5,39 (% Мп) — 8399 (dr1/2) —
— 0,53 (% перлита)
Переходная температура (по ударной
вязкости), °C............' . . 63 4- 44,1 (% Si) — 258 (% Al) —
— 2,3 (d~ */2) -|- 2,2 (% перлита) при
содержании А1 свыше 0,2%
Здесь в формулах не отражено влияние растворенного в фер-
рите углерода, поскольку в таких перлитных сталях он содержится
в незначительных и постоянных количествах.
Дальнейшего увеличения пределов текучести, прочности и
длительной прочности стали можно достичь, увеличивая мелко-
* d — средний диаметр зерна в дюймах.
206
дисперсные стабильные выделения второй фазы. Количественно
это эффективнее, чем упрочнение растворением легирующих
элементов в феррите. На рис. 5.5 показаны зависимости, характе-
ризующие увеличение предела текучести углеродистой стали
в результате выделения, мелкодисперсных карбидов при закалке
по сравнению с упрочняющим эффектом вследствие растворения
углерода.
Упрочнение способом дисперсионного твердения используют
для получения необходимого высокого уровня свойств углероди-
стомарганцевых сталей. Добавки ниобия или ванадия, или вана-
дия и азота способствуют повышению дисперсности выделений.
При этом предел прочности стали меньше снижается при нежела-
тельном укрупнении выделений после длительных выдержек
при повышенной температуре («перестаривание»). Эти же элементы
добавляют и в легированные стали.
Выбирая материал для использования в области температур,
при которых имеет место ползучесть, исходят из тех же сообра-
жений, однако особую важность приобретают вопросы сопротив-
ления стали «перестариванию», т. е. вопросы сохранения стабиль-
ности свойств.
При содержании углерода, превышающем то количество, кото-
рое необходимо для связывания в карбиды легирующих элемен-
тов, будут происходить образование цементита Fe3C в выделе-
ниях второй фазы, что может ухудшить сопротивление ползучести.
Поэтому оптимальным содержанием углерода в низколегирован-
ных сталях с точки зрения характеристик ползучести считают
0,15%. Дальнейшее повышение сопротивления ползучести будет
иметь место тогда, когда выбранная композиция стали обеспечит
соответствующие выделения второй фазы в течение длительной
службы при высокой температуре. Как было отмечено ранее,
подобным выделениям в углеродистой стали способствует связан-
ный азот. В углеродистомолибденовой стали в процессе ползу-
чести происходит-выделение частиц карбида молибдена, что сни-
жает упрочняющее действие молибдена в твердом растворе.
Указанный эффект повышения со-
противления ползучести становится
заметным уже при небольших добав-
ках молибдена, поэтому остаточное
содержание молибдена в углеродистой
Рис. 5.5. Зависимость приращения предела
текучести Aos углеродистой стали от сум-
марного количества растворенного и выде-
ленного углерода и азота [28]:
1 — количество карбидов, выделившихся в стали
в результате ее старения при комнатной темпера-
туре после закалки; 2 — суммарное количество
.растворенного углерода и азота
стали может существенно влиять на длительную прочность [26].
Подобные рассуждения применимы и к аустенитным хромоникеле-
вым жаропрочным сталям. В стали с 25% Сг, 20% N1 и с более
высоким содержанием углерода, чем в низколегированной стали,
оптимальных свойств ползучести достигают при ~ 0,4% Мо.
При увеличении количества выделений любой степени дисперс-
ности возрастает эффект упрочнения. Практически степень упроч-
нения ограничивается соответствующим снижением ударной вяз-
кости.
Для дальнейшего улучшения свойств стали необходимо при-
менять закалку с отпуском. В отличие от описанных изменений
структуры при закалке с отпуском образуется мелкодисперсная
карбидная фаза в сочетании с весьма мелким зерном феррита.
В результате это дает высокий уровень прочностных свойств и
снижение переходной температуры по ударной вязкости [29].
Уменьшение размера зерна, как правило, улучшает кратко-
временные прочностные свойства, однако на характеристики
сопротивления ползучести это обычно оказывает противополож-
ное влияние. Поэтому для большинства металлов е точки зрения
оптимальных свойств ползучести желательно иметь крупнозер-
нистую структуру. Однако многие авторы считают, что на свой-
ства ползучести углеродистой стали размер зерна сам по себе
влияет незначительно или не влияет совсем [301. При нормали-
зации в условиях чрезмерно высоких температур наблюдается
соответствующее увеличение размера зерна. Однако одновременно
с этим большее количество карбонитридов растворяется в твердом
растворе и, следовательно, относительно увеличивается количе-
ство свободного азота.
По всей вероятности, большее сопротивление ползучести круп-
нозернистой углеродистой стали объясняется более высокой
температурой нормализации, а не укрупнением зерна. Высокая
температура растворения может быть также предпочтительней
и для аустенитных жаропрочных материалов. Например, в стан-
дарте ASME 1325 для сплава никель— хром — железо наибольшие
допускаемые напряжения ползучести наблюдаются в случае более
высокой температуры аустенизации.
Другим важнейшим условием удовлетворительной работы
металла при повышенной температуре является сохранение ста-
бильности свойств в течение всего срока службы. В первую оче-
редь должна быть предотвращена возможность проявления таких
известных форм структурной нестабильности, как отпускная
хрупкость, сфероидизация, графитизация, выделение карбидов
или образование сигма-фазы. Скорость коррозии должна быть
также ограничена в определенных разумных пределах.
В общем виде проблема коррозии уже была дана, но одну’из
ее форм, а гименно окисление, рассмотрим подробнее [31].
Поскольку скорость окисления зависит от давления окислительной
газовой среды и содержания различных примесей в окружающей
208
Рис. 5.6. Зависимость скорости окисления
0ОК углеродистой (/) и легированной (//)
(5% Сг и 0,5% Мо) сталей от температуры
атмосфере и в стали, рассмотрим
этот вопрос в общей форме. Если
окисный слой на поверхности стали
является защитным, то зависимость
скорости окисления стали от времени
будет приблизительно параболиче-
ская, т. е.
Л = Л/'/2, (5.1)
где Д — глубина проникновения
окисного слоя; А—постоянная; t —
время.
При температуре 600° С и выше углеродистая сталь окисляется
с недопустимо высокой скоростью как.в воздухе, так и в среде
водяного пара. Окисление стали с высокими скоростями (зависи-
мость непараболическая) возможно также и при более низких
температурах. Наличие 3% Сг и более существенно снижает
скорость окисления (рис. 5.6), поэтому все жаростойкие стали
содержат этот элемент. Выбрать сталь только по характеристикам
жаростойкости (сопротивлению окалинообразованию в среде воз-
духа и пара) для ненагруженных частей конструкции можно
по табл. 5.4 [12, 70]. Верхний предел температуры интенсивного
окалинообразования углеродистой и низколегированной стали,
используемой в нефтехимической промышленности, можно не-
сколько повысить, особенно для сталей, идущих на слабонапря-
женные детали [15]. На практике для таких ненагруженных
элементов (например, внутренние детали сосудов давления),
работающих при температурах 500—600° С, часто целесообразнее
применять аустенитную хромоникелевую сталь ввиду ее более
Таблица 5.4
Температура, °C Рекомендуемый материал Заменитель
До 500 500—550 550—600 600—800 800—1050 1050—1100 Углеродистая сталь Сталь с 1% Сг и 0,5% Мо Сталь с 2,25% Сг и 1% Мо Аустенитная хромоникелевая сталь с 18% Сг и 8% Ni Аустенитная хромоникелевая сталь с 25% Сг и 12% Ni Аустенитная хромоникелевая сталь с 25% Сг и 20% Ni Высокохромистые стали и стали с 18% Сг и 8% Ni Стали с 9% Сг и 1 % Мо и хро- мистые стали с 13% Сг (пригод- ны до температуры 700° С) Аустенитная хромоникелевая сталь с 25% Сг и 20% Ni Хромоникелевый сплав (20% Сг и 80% Ni)
р. Никольс
209
Степень графитизации
Рис. 5.7. Зависимость степени графитизации
стали А201 (стандарт ASTM) при температурах
выше 450° С и длительности службы в очисти-
тельных установках не менее 40 000 ч (36] от
содержания алюминия
легкого получения и технологичности.
Нестабилизированную сталь типа 304 по
стандарту AJSJ можно использовать до-
рабочей температуры 800° С. Однако для
напряженных деталей более экономич-
ной может оказаться одна из стабилизи-
рованных сталей, имеющих более высо-
кий уровень прочностных свойств при
повышенной температуре.
В деталях сечением более 20 мм, сваренных из аустенитных
сталей (за исключением молибденсодержащей стали 316 по стан-
дарту AJSJ и сплава инкаллой с 32% Ni и 22% Сг), существует
опасность возникновения трещин в результате релаксации напря-
жений в процессе термообработки после сварки или в течение
эксплуатации при определенном уровне приложенных напряже-
ний [32]. Оптимальным выбором материала для толстостенных
изделий была бы сталь типа 316, однако при температурах выше
650° С она подвержена ускоренному окислению [33]. Такое
«катастрофическое» окисление обычно связывают с условиями
«застойной» окружающей среды или с контактом с изоляционными
материалами, содержащими силикаты натрия или подобные им
легкоплавкие вещества. В данных неблагоприятных условиях
рекомендуется применять сплав с 32% Ni и 22% Сг, не подвер-
женный окислению в результате наличия обоих вышеуказанных
факторов. Проблемы релаксации напряжений и трещинообразова-
ния при повторных нагреваниях будут рассмотрены далее.
Явление графитизации является потенциальной опасностью
для углеродистых и углеродистомолибденовых сталей, содержа-
щих карбидную фазу в виде цементита FesC [34]. При рабочих
температурах 450° С и выше может происходить распад цемен-
тита с образованием железа и графита, что дает структуру с низ-
кой прочностью. Процесс графитизации, если он имеет, место,
развивается медленно, однако в зоне термического влияния
сварки графитизация наступает значительно быстрее и приводит
к образованию ослабленных участков в структуре металла.
В сталях, модифицированных алюминием, наблюдается более
высокая скорость графитизации по сравнению со сталями, рас-
кисленными кремнием, или полуспокойными сталями, которые
обладают тормозящим графитизацию эффектом благодаря нали-
чию свободного азота. Приведенная на рис. 5.7 зависимость,,
полученная на основании опыта работы сосудов давления нефтя-
ной промышленности [36], показывает, что при суммарном содер-
жании алюминия менее 0,01% опасность графитизации ничтожно
210
мала. Надо полагать, что принятое по стандарту BS 1501 ограни-
чение количества вводимого алюминия при раскислении сталей
151, 161 и 223 величиной 240 г/т удовлетворяет этому условию.
Опасность возникновения графитизации при таком ограниче-
нии количества вводимого алюминия практически полностью
исключена. Однако рекомендуется через каждые 35 000 ч прове-
рять на графитизацию оборудование из углеродистой и углероди-
стомолибденовой стали, длительно работающее при температуре
450° С и выше. Хромистые и хромомолибденовые стали, содержа-
щие более 0,7% Сг, нечувствительны к графитизации.
При длительной работе углеродистых и легированных сталей
в условиях повышенной температуры может возникнуть охруп-
чивание металла. В большинстве случаев хрупкость проявляется
только при охлаждении металла до комнатной температуры, т. е.
повысившаяся переходная температура хрупкости не достигает
уровня рабочей температуры. Реже у некоторых сплавов охруп-
чивание возникает и при повышенной температуре.
Одним из ярких примеров в этом отношении является хроми-
стая (без молибдена) сталь (5% Сг), трубы из которой используют
в теплообменной аппаратуре для очистки коррозионно-активных
масел. Эта сталь оказалась подвержена отпускной хрупкости
при работе в интервале температур 325—625° С [37, 381, в ре-
зультате чего при остановке теплообменников наблюдались хруп-
кие разрушения. Отпускную хрупкость, обусловленную выделе-
ниями вторичной фазы по границам зерен, можно исключить,
добавляя молибден. Поэтому в настоящее время для труб тепло-
обменной аппаратуры применяют сталь, содержащую 5% Сг
и 0,5% Мо [1 ]. Молибден также добавляют и в другие хромистые
стали (например, сталь с 1% Сг и 0,5% Мо и сталь с 2,25% Сг
и 1% Мо), частично по указанной причине, но главным образом
для улучшения прочностных свойств и повышения сопротивления
ползучести. Кроме того, молибден увеличивает сопротивление
стали коррозии в водородной среде.
Известно, что имеющее место в эксплуатации вторичное тверде-
ние (т. е. дисперсионное твердение в результате выделения карбид-
ной фазы при повышенной температуре) можно предотвратить
соответствующей термической обработкой после сварки при
надлежащей температуре. Так, в литой стали (25% Сг и 20%
Ni), содержащей 0,4% С, при использовании ее в трубчатых
печах, работающих в интервале температур 850—950° С, проис-
ходило резкое снижение пластичности при комнатной температуре
в результате выделения карбидов хрома. Однако при рабочих
температурах пластичность сплава сохранялась на соответству-
ющем уровне [39]. Тот же самый сплав с более низким содержа-
нием углерода (0,05—0,25% С) в кованом состоянии подвергался
лишь незначительному влиянию выделения карбида, однако при
температурах 600—850° С в нем обнаружилась хрупкость вслед-
ствие выделения сигма-фазы.
14* 211
Таблица 5.6
Температура, °C Рекомендуемый материал Заменитель
Малые значения произведения давления на диаметр
20—450 Полуспокойная углеродистая сталь 151 (стандарт BS 1501) Раскисленная кремнием спокойная сталь 161 (стан- дарт BS 1501)
450—500 Раскисленная кремнием спо- койная сталь 161 (стандарт BS 1501) Сталь с 1% Сг и 0,5% Мо Низколегированная сталь с 1% Сг и 0,5% Мо
500—600 Сталь с 2,25% Сг и 1% Мо
Свыше 600 Плакированная углеродистая или низколегированная сталь Аустенитная хромоникеле- вая сталь
Большие значения произведения давления'на диаметр (расчет по нормам стандарта BS 1515)
20—450 Раскисленная кремнием угле- родистомарганцевая сталь 221 (стандарт BS 1501). Для тол- стого листа (более 75 мм) необ- ходимы испытания на ударную вязкость Высокопрочная легирован- ная сталь «Дюкол W30»
450—600 Сталь с 2,25% Сг и 1% Мо Сталь с 1% Сг и 0,5% Мо
Свыше 600 Плакированная углеродистая или низколегированная сталь Аустенитная хромоникеле- вая сталь
В аустенитных хромоникелевых сталях, содержащих молибден,
также может иметь место выделение сигма-фазы, но в меньшей
степени. Сигма-фаза не образуется в сплавах, имеющих более
высокое содержание никеля. В нестабилизированных аустенитных
хромоникелевых сталях при рабочих температурах 450—750° С
происходит выделение карбидной фазы. Хотя это не имеет особого
значения с точки зрения сопротивления коррозии при рабочей
температуре, в процессе остановки оборудования может иметь
место межкристаллитная коррозия. Для борьбы с этим явлением
хромоникелевые стали стабилизируют, вводя добавки ниобия
или титана.
Структурная стабильность аустенитных хромоникелевых ста-
лей, как правило, повышается при увеличении содержания никеля
[40]. Оптимальное сочетание структурной стабильности с высоким
уровнем прочности при высокой температуре достигнуто у сплава
инкаллой 800 с 32% Ni и 22% Сг, содержащего небольшие до-
бавки алюминия и титана.
Типовые положения, которыми следует руководствоваться,
выбирая материалы для работы при высоких температурах, даны
в табл. 5.5. Экономически целесообразные интервалы температур
в различных стандартах варьируют в зависимости от конкрет-
212
ных условий работы, стоимости стали и т. д. Более подробные
сведения можно почерпнуть из списка литературы к данной главе
(Иапример, [40, 41 и др.]).
5.2. Производство материалов
В процессе производства свойства стали и других металлов
могут изменяться при горячей и холодной обработке давлением,
при сварке и термической обработке. Эти обстоятельства обычно
учитывают при выборе материалов для напряженных частей
конструкции.
Холоднонаклепанная углеродистая сталь может иметь извест-
ную хрупкость в результате старения в процессе работы при
температуре около 250° С. Этот эффект более ярко выражен
в сталях с высоким содержанием азота и фосфора (что характерно
для бессемеровской стали) и менее заметен в стали, модифициро-
ванной алюминием [34]. В стандартах и спецификациях Западной
Европы этой проблеме уделено больше внимания, чем в соответ-
ствующей технической документации США и Великобритании.
Например, одно время в стандарте ФРГ на котельный лист
DIN 17155 содержалось требование испытания на ударную вяз-
кость металла после деформационного старения. Образцы дефор-
мировались сжатием на 10% (при комнатной температуре) с после-
дующей выдержкой при температуре 200° С в течение определен-
ного срока. В настоящее время нестареющие стали специфициро-
ваны отдельно в стандарте DIN 17135. Там, где возможно, в бес-
семеровской стали ограничивают содержание азота. При этом
согласно многим стандартам после холодной деформации регла-
ментированной максимальной степени (обычно сжатие на 10%)
требуется термообработка для снятия напряжений.
Термическую обработку в заводских условиях можно выпол-
нять по следующим режимам: закалка с отпуском и термообработка
после сварки; нормализация с отпуском и термообработка после
сварки; только термообработка после сварких. Очевидно, что
риск неполучения желаемых свойств является наибольшим при
-первом и наименьшим при последнем режиме термообработки.
Поэтому при выборе оптимальным материалом следует считать
тот, который требует минимального числа заводских термообра-
боток. Разность температур отпуска стали и термообработки
после сварки часто оказывается незначительной. В этом случае
Для получения наилучшего сочетания прочности и ударной вяз-
1 Термин «термообработка после сварки» (postweld heat treatment) предпо-
чтительнее термина «термообработка для снятия остаточных напряжений» (stress
relief) по следующим двум причинам: 1) основная цель данной обработки заклю-
чается в отпуске упрочненных структур и предотвращении деформационного
старения или других форм хрупкости; 2) высокопрочные стали часто термически
обрабатывают при температурах, не обеспечивающих полного снятия остаточных
напряжений в толстых сечениях.
213
кости материала температуру отпуска следует тщательно контро-
лировать.
При термообработке после сварки имеют место следующие
проблемы. Так, для получения наилучших характеристик удар-
ной вязкости металла сварного шва температура термообработки
должна соответствовать ее верхнему пределу. С другой стороны,
слишком высокая температура (или очень длительный нагрев)
будет снижать предел текучести и длительную прочность стали
[41]. Термообработка при температуре 600—650° С (как это
требуется по стандарту BS 1500 при термообработке для снятия
остаточных напряжений) может понизить ударную вязкость
листов из углеродистой стали [42].
. Все приведенные положения свидетельствуют о необходимо-
сти установления гарантий того, что сдаточные испытания про-
катанных листов были проведены в состоянии термообработки,
имитирующей заводской режим изготовления детали. При этом
сдаточные испытания должны быть полностью согласованы с по-
ставщиком стали. Эти предосторожности особенно необходимы
в случае углеродистых сталей (подвергающихся по спецификации
испытаниям на ударную вязкость) вследствие возможного сни-
жения указанной характеристики при несоответствующей термо-
обработке.
Определяющим фактором при разработке и выборе сталей для
сосудов давления является свариваемость, под которой в данном
случае понимают способность сталей к сварке сплавлением с ми-
нимальным количеством специальных мероприятий в сочетании
с минимальной склонностью сварных швов к разрушениям при
эксплуатации. Предприятия, изготовляющие сосуды давления,
обычно располагают средствами для предварительного подогрева
и последующей (после сварки) термообработки. Однако имеющее
место в настоящее время применение чувствительных к режимам
термообработки сталей вносит известную степень риска.
Наиболее важными качествами материала в отношении сва-
риваемости [43—46] являются склонность к образованию трещин
и чувствительность к повреждениям в структуре. Оба качества
в известной степени являются синонимами, однако термином
«чувствительность к повреждениям в структуре» обозначают по-
вреждения, приводящие к разрушению материала спустя некото-
рое время после сварки.
«Горячие» трещины (результат кристаллизационного трещино-
образования) при сварке сплавлением, как правило, возникают
в наплавленном металле, а не в основном. Поэтому такие трещины
часто можно предотвратить, правильно выбрав присадочные
материалы. Примерами сплавов, которым присуще образование
«горячих» трещин при их использовании в качестве присадочных
материалов, являются алюминиево-магниево-кремниевый сплав,
алюминиевая бронза (95% Сг и 5% А1) и низкоуглеродистая
аустенитная хромоникелевая сталь. Тем не менее для сварки
214
Рис. 5.8. Зависимость склонности к образованию
«горячих» трещин от отношения Mn/S:
/ — область отсутствия трещины; // — промежуточ-
ная область; III — область образования трещин
алюминиево - магниево - кремниевого
сплава подходящим присадочным мате-
риалом могут служить сплавы алюми-
ния с 5% кремния или алюминия с 5%
магния. Для сварки алюминиевых бронз,
содержащих 95% Си и 5% А1 или
93% Си и 7% А1, используют свароч-
ную проволоку из сплава с 10% А1,
2,5% Fe и 5,5% Ni.
Для уменьшения риска образования
«горячих» трещин полностью аустенит-
ные стали типа стали с 18% Сг и 12% Ni
обычно сваривают присадочным мате-
риалом, химический состав которого
обеспечивает в наплавленном металле шва 3—10% феррита.
В наплавленном металле (состава 25% Сг и 20% Ni) с содержа-
нием углерода около 0,2% часто имеют место микроскопические
надрывы вследствие кристаллизационного трещинообразования.
Поэтому сварные швы с таким присадочным .материалом следует
применять в изделиях, не подвергающихся действию больших
напряжений, высокой температуры и термических ударов. Для
более жестких условий работы сварочную проволоку 25/20 (кото-
рую часто используют для соединения разнородных металлов)
необходимо заменять присадочными материалами, на никелевой
основе. Однако среднеуглеродистый (с 0,4% С) присадочный
металл (состава 25% Сг и 20% Ni) не склонен к образованию
«горячих» трещин, и его с успехом используют для сварки центро-
бежно литых труб из того же материала, устанавливаемых в вы-
сокотемпературных печах.
В простой углеродистой стали элементом, который в наиболее
сильной степени способствует кристаллизационному трещино-
образованию, является сера. Поэтому необходимо поддерживать
высокое отношение количества марганца к количеству серы, чтобы
избежать образования указанных дефектов. Требуемое отношение
количеств марганца и серы повышается при увеличении содер-
жания углерода (рис. 5.8). При любой величине указанного
отношения наибольшее сопротивление образованию «горячих»
трещин достигается при использовании электродов с основным
покрытием. Такие электроды, например, применяют для сварки
стали, содержащей серу.
Высокопрочные среднеуглеродистые (около 0,4% С) легиро-
ванные стали, которые иногда используют в авиационной промыш-
215
ленности для сосудов давления, подвержены кристаллизационному
трещинообразованию в основном металле. По этой причине
(а также для получения оптимальных механических свойств)
в сортах этой стали, предназначенных для сварки, необходимо •
поддерживать весьма низкое содержание серы и фосфора [47].-
Образование «горячих» трещин, наблюдаемое в углеродистомо-
либденовом и хромомолибденовом наплавленном металле, свя-
зывают со слишком низким отношением количеств марганца и
углерода. Как будет показано далее, для получения оптимального
сопротивления кристаллизационному трещинообразованию отно-
шение количеств марганца и кремния должно составлять более
двух.
Образование «холодных» трещин (водородные трещины, тре-
щины в зоне термического влияния сварки или подваликовые
трещины) является одной из наиболее серьезных форм трещино-
образования. «Холодные» трещины послужили причиной много-
численных внезапных разрушений сосудов давления при гидрав-
лических испытаниях. Эти трещины образуются в упрочненных
с повысившейся хрупкостью участках сварного шва и зоны тер-
мического влияния сварки и, следовательно, являются потен-
циальным источником возникновения хрупких разрушений.
«Холодные» трещины возникают при температурах ниже 200° С.
Появлению этих трещин способствует совместное влияние трех
факторов: наличие мартенситной или частично мартенситной
структуры; присутствие водорода в металле; остаточные (после
сварки) растягивающие напряжения. Наиболее часто трещины
бывают расположены в зоне термического влияния сварки. Однако
при не соответствующем заданному режиме предварительного
подогрева трещины могут возникнуть только в металле шва
[48]. Поскольку для образования «холодных» трещин требуется
наличие в структуре материала мартенсита, они, как правило,
не возникают в тонких сечениях низкоуглеродистых сталей.
Однако в толстых сечениях углеродистой стали (свыше 25 мм и
при высоком содержании углерода — 0,3%^Гболее) появление
«холодных» трещин вполне возможно.
При любом заданном подводе тепла в процессе сварки воз-
можность образования мартенсита повышается при увеличении
толщины детали (вследствие возрастания скорости охлаждения).
Для любой толщины детали скорость охлаждения о0 повышается
при уменьшении ширины а шва (рис. 5.9). Таким образом, при
прочих равных условиях сварка небольшими по сечению вали-
ками'" более’способствует образованию «холодных» трещин, чем
сварка' более крупными валиками или сварка за один проход.
В'разделе 1 части VIII стандарта ASME допускается сварка^на
сосудах из углеродистой и углеродистомолибденовой стали после
термообработки для снятия остаточных напряжений при условии,
что расчетный размер шва по толщине не будет превосходить
13 мм. Это обстоятельство невольно может дать инженерам оши-
216
Рис. 5.9. Зависимость теоретической скорости
охлаждения после наложения валика от ши-
рины шва а:
1 и 3 — при скорости сварки 0,5 см/с; 2 и 4 — при
скорости сварки 0,25 см/с; сплошные кривые — для
теплоотвода в трех направлениях (многопроходная
сварка толстого листа или поверхностная наплавка);
штриховые кривые—для теплоотвода в двух направ-
лениях (однопроходная сварка тонкого листа)
бочную мысль, что сварка небольшими
по сечению валиками является менее
опасной, чем сварка валиками большего
сечения.
При сварке перлитных сталей ру-
ководствуются теми же положениями,
за исключением того, что здесь можно
допускать более низкие пределы содер-
жания углерода. Для сплавов, содер-
жащих более 0,5% Сг и 0,5%< Мо,
склонность к возникновению «холодных» трещин появляется при
содержании углерода, превышающем установленный предел (око-
ло 0,15% С).
Содержание водорода в шве зависит от технологического про-
цесса сварки, химического состава присадочного сплава и состоя-
ния технического контроля в заводских условиях. Чтобы содер-
жание водорода в наплавленном металле не превышало 10 мг/100 г,
необходимо применение покрытых электродов, прокаленных при
температуре около 450° С и хранимых в сухом помещении. Обычно
прокаливание при высоких температурах было возможно только
для электродов с основным покрытием, однако в последнее время
появились покрытые рутилом электроды с низким содержанием
водорода. При других технологических процессах (например,
сварка под слоем флюса) наплавленный металл обычно имеет
низкое содержание водорода. Все сказанное справедливо только
в том случае, когда заводской контроль способен гарантировать
отсутствие влаги в сварочных материалах.
В перлитных сталях низкое содержание водорода в наплавлен-
ном металле еще не гарантирует отсутствие «холодных» трещин,
однако значительно снижает возможность их появления. Сварные
швы из аустенитной стали, выполненные на листах из перлитной
стали, могут содержать значительное’ количество водорода без
какого-либо риска’ появления трещин. Диффузионная подвиж-
ность водорода в аустенитной стали весьма Низкая, поэтому
газ не успевает покинуть наплавленный металл и сохраняется
в нем. Кроме того, аустенитный наплавленный металл имеет низкий
предел упругости (и текучести), вследствие чего в нем возникает
текучесть гораздо раньше, чем в основном перлитном материале.
Следует отметить, что предел текучести перлитного наплавлен-
ного металла, наоборот, выше предела текучести основного ме-
217
талла аналогичного химического состава. Ввиду отмеченного
качества аустенитные сварочные материалы часто используют
для сварки^сталей с 5 и 9% Ni и с 13 или 17% Сг, а также для
сварки разнородных соединений из перлитных и аустенитных
сталей.
Снижение остаточных напряжений в перлитном наплавленном
металле возможно двумя способами: немедленной после сварки
термической обработкой; снижением содержания углерода или
легирующих элементов по сравнению с количеством этих эле-
ментов в основном металле. Эти способы используют в случае
явной склонности материала к образованию трещин. Остаточные
напряжения можно также существенно понизить, если при кон-
струировании сосуда избегать элементов с повышенной жесткостью
в таких узлах, как присоединение штуцеров, или других подоб-
ных деталей.
На склонность стали к образованию трещин, связанных с на-
личием водорода, влияет низкое содержание серы (менее 0,015%
S). Например, было установлено, что такие стали более подвер-
жены образованию трещин в отливках [50].
Образование трещин в сварных швах из углеродистомарган-
цевой стали коллекторов парогенераторов также связывают со
слишком низким содержанием серы [49]. Предполагают, что
пустоты в сульфидных включениях абсорбируют часть водорода,
содержащегося в металле. Поэтому при уменьшении количества
включений охрупчивающее влияние водорода при любом его
произвольном содержании усиливается [51]. Однако опыт про-
изводства сосудов давления свидетельствует о том, что с одной
стороны, при использовании стали с низким содержанием серы
дополнительных трудностей не возникает, а с другой стороны
такие материалы предпочтительнее ввиду их лучшего сопротив-
ления разрушению.
Основной метод борьбы с «холодными» трещинами заключается
в использовании технологических процессов сварки, дающих
наименьшее содержание водорода, и применении соответствующих
режимов предварительного подогрева и последующей термиче-
ской обработки (см. гл. 6). Основное правило выбора материала
состоит в том, что необходимо избежать применения углеродистой
и углеродистомолибденовой стали, содержащей более 0,3% С,
и высокопрочных легированных сталей с 0,2% С и более.
В отношении образования трещин углерод имеет двоякое
влияние: во-первых, при повышении его содержания увеличивается
вероятность мартенситного превращения; во-вторых, высокоугле-
родистый мартенсит по своей природе более склонен к образова-
нию трещин, чем низкоуглеродистый. В перлитных легированных
сталях вероятность образования трещин повышается, как пра-
вило, при увеличении прочности. Точнее, склонность стали к воз-
никновению «холодных» трещин зависит от того, будет или нет
образовываться мартенсит в зоне термического влияния сварки
218
Рис. 5.10. Схематическая диа- z,
грамма влияния условий (ь*
сварки на образование тре-
щин и вязкость металла в
зоне термического влияния
сварки углеродистомарган-
цевых сталей (со скоростью
охлаждения о0 при 300° С) цц
при скоростях охлажде-
ния, обычно имеющих
место на практике, т. е.
от характера диаграм-.
мыпревращенийвстали.
Современные высоко-
прочные стали создают q,
с таким расчетом, чтобы
можно было избежать
образования мартенсита
в зоне термического влияния сварки и получить в этой зоне более
предпочтительную структуру, например структуру нижнего бейни-
та. Зависимости, характеризующие связь структуры, ударной вяз-
кости в зоне термического влияния и склонности к образованию
трещин для углеродистомарганцевых сталей, показаны на рис. 5.10.
Эти характеристики отнесены к углеродному эквиваленту стали
С + (Мп/6) и к скорости охлаждения v0-
Углеродный эквивалент является весьма показательным кри-
терием оценки свариваемости различных групп углеродистомар-
ганцевых и низколегированных сталей, однотипных по химиче-
скому составу. Углеродный эквивалент
п Mn _i_ Cr + Mo+V . Ni + Си
Ч — ’J-b —Н 5 h is
(5.2)
В стандарте BS 4360 даны максимально допустимые значения
углеродного эквивалента для углеродистых и углеродистомар-
ганцевых конструкционных сталей при использовании технологии
сварки, соответствующей стандартам BS 1856 и BS 2642. Обычно
регламентированная величина углеродного эквивалента отно-
сится к конкретному химическому составу стали и к соответству-
ющей технологии сварочного процесса. Контроль по углеродному
эквиваленту весьма эффективен при изготовлении крупных со-
судов на монтажной площадке, где гораздо труднее организовать
необходимый предварительный и сопутствующий подогрев по
сравнению с заводскими условиями.
Трещины, связанные с наличием водорода в металле, обычно
короткие, однако могут представлять опасность, если металл,
окружающий кончик трещины, имеет пониженную вязкость.
При данном неблагоприятном сочетании существует возможность
того, что короткие трещины станут источниками хрупкого разру-
219
шения листа, который при обычных условиях удовлетворительно
сопротивляется этому разрушению. В углеродистых и углероди-
стомарганцевых сталях охрупчивание может наступить из-за
деформационного старения. При этом деформация вследствие
усадки сварного шва интенсифицируется около конца трещины,
особенно при многопроходной сварке. В этом случае при нало-
жении последующих валиков может происходить интенсивное
деформирование в зонах около трещин, возникающих на пре-
дыдущем этапе выполнения сварного шва.
Поскольку степень охрупчивания, обусловленного вышеука-
занными причинами, повышается при увеличении количества
свободного азота в стали, не удивительно, что модифицированные
алюминием стали имеют лучшие характеристики, чем полуспо-
койные стали при лабораторных испытаниях на возникновение
хрупких разрушений [52]. Очевидно, что в тех случаях когда
основной характерис!икой является оптимальное сопротивление
хрупкому разрушению, при выборе углеродистомарганцевой стали
лучше предпочесть сталь, обработанную алюминием (например,
сталь 224, стандарт BS 1501).
С другой стороны, охрупчивание вследствие деформационного
старения может быть устранено или существенно уменьшено
термической обработкой после сварки. Это, в свою очередь,
значительно снижает риск хрупкого разрушения спокойной рас-
кисленной кремнием и полуспокойной углеродистой и углероди-
стомарганцевой сталей. Исходя из сказанного, в стандарте BS 1515
для сосудов, подвергающихся после сварки термической обра-
ботке, допускаются более низкие рабочие температуры, чем для
сосудов, не подвергающихся термообработке после сварки.
Перлитные стали могут подвергаться охрупчиванию около
концов сварочных трещин в том случае, когда термообработка
после сварки проводилась при слишком низкой температуре.
В одном широко известном случае [53 ] охрупчивание такого вида
(главным образом в металле шва) привело к хрупкому разруше-
нию сосуда при гидравлическом испытании. При уровне наших
знаний на сегодняшний день еще нельзя достаточно точно обосно-
вать выбор для сосудов стали из различных имеющихся в нашем
распоряжении высокопрочных легированных сталей. Однако
стали, требующие более высоких температур отпуска, предпочти-
тельнее, поскольку допускают большую свободу выбора темпе-
ратуры термической обработки после сварки.
Еще одной причиной образования трещин является релакса-
ция напряжений [54—57, 71]. Если сварное соединение с высо-
кими остаточными напряжениями выдерживать при температуре,
соответствующей интервалу ползучести или процессу термооб-
работки для снятия напряжений, либо при рабочей температуре,
то остаточные напряжения в течение определенного времени сни-
мутся благодаря процессу ползучести. Обычно пластичность
металла при длительном разрушении достаточна для восприня-
220
тия им сравнительно небольших деформаций ползучести. Однако
при наличии конценраторов напряжений (например, пересечения
наружной поверхности валикового шва с поверхностью основного
металла) около них происходит значительная локализация дефор-
мации, превосходящей ресурс длительной пластичности металла.
В результате создаются условия для возникновения трещин,
особенно когда металл в зонах, смежных со сварным соединением,
имеет пониженную пластичность из-за структурных изменений,
что характерно для многих конструкционных сталей. Кроме
того, охрупчивание стали происходит также и вследствие выделе-
ний второй фазы при ползучести, что, приводя к дополнительному
снижению длительной пластичности, в еще большей степени
способствует образованию трещин.
При наличии концентраторов напряжений возникновению
трёщин в эксплуатации способствуют также прикладываемые
внешние нагрузки. Обычно литой металл шва имеет более низкое
сопротивление ползучести, чем основной металл. Поэтому соче-
тание концентраторов напряжений, изгибающих нагрузок и свар-
ного шва на одном участке конструкции представляет потен-
циальный источник разрушения. Для сосудов давления образова-
ние трещин вследствие релаксации напряжений от внешней
приложенной нагрузки не является типичным. Однако трещины
нередко имеют место в змеевиках или коллекторах высокотем-
пературных печей [39] и в трубопроводах из аустенитной стали.
Исключение образования трещин в результате релаксации
остаточных напряжений для толстостенных сосудов высокого
давления стало проблемой возрастающей важности и первейшей
необходимости. В сосудах давления из перлитной стали образо-
вание трещин обычно происходит в процессе термообработки
для снятия остаточных напряжений. Не исключена также возмож-
ность образования трещин в толстостенных сосудах во время их
эксплуатации при высокой температуре, так как для жестких
сварных соединений некоторых легированных сталей темпера-
тура термообработки после сварки в интервале 600—650° С не-
достаточна для полной релаксации напряжений. В случае аусте-
нитных сталей основная проблема связана с исключением обра-
зования трещин в стыковых швах толстостенных трубопроводов
в результате взаимодействия приложенных и остаточных напря-
жений в процессе эксплуатации при высокой температуре.
Таким образом, факторами, способствующими образованию
трещин при релаксации напряжений, являются: неудачное кон-
струирование сварных соединений; концентрация напряжений
и склонность к охрупчиванию в результате деформационного ста-
рения при высокой температуре. Главная проблема связана
с конструированием узлов соединения сквозных штуцеров с кор-
пусом сосуда из высокопрочной перлитной стали при толщине
корпуса и штуцера 60 мм и более. Аналогичные трудности воз-
никают при проектировании трубопроводов из аустенитной стали
221
с толщиной стенки 20 мм и более. Наиболее часто исходной точкой
образования трещин служит пересечение внешней поверхности
шва с наружной или внутренней поверхностью свариваемых
деталей. Таким образом, трещины могут возникнуть как в шту-
цере, так и в корпусе сосуда.
Из опыта эксплуатации известно, что к образованию трещин
в результате релаксации склонны перлитные стали, содержащие
бор или ванадий, и аустенитные хромоникелевые стали, содержа-
щие ниобий или титан [71 ]. Лабораторными испытаниями было
также показано, что почти любая высокопрочная перлитная леги-
рованная сталь [56] и любая аустенитная сталь типа стали с 18%
Сг и 8% Ni, за исключением [32] молибденосодержащей стали
типа 316, могут оказаться, склонными к образованию трещин при
достаточно высоком уровне остаточных напряжений. Перлитные
стали с номинальным содержанием ванадия 0,25% особенно
склонны к такому виду повреждений. Это обусловлено выделе-
ниями карбидов ванадия внутри зерен в процессе релаксации
напряжений, приводящими к упрочнению зерен и концентрации
деформаций на их границах.
Подобный эффект наблюдается в стабилизированной ниобием
аустенитной стали 347, в то время как в стали 316 выделения
карбидов ванадия имеют место по границам зерен, где они отно-
сительно безопасны. Поведение стали 316, содержащей молибден,
становится аналогичным поведению стали 347. Следовательно,
в тех случаях когда сопротивление образованию трещин является
Лимитирующим фактором, выбранная сталь не должна иметь
значительных количеств ниобия или титана.
Обычно в стальном листе присутствуют неметаллические
включения, часть которых (например, сульфиды) является при-
месями, а часть (например, силикаты)— продуктами раскисле-
ния стали. При прокатке эти включения располагаются в пло-
скости, параллельной поверхности листа. Если лист нагружается
или растягивается в параллельном его поверхности направлении,
то такие включения не оказывают заметного влияния на пластич-
ность. Если же растяжение происходит в направлении, перпен-
дикулярном поверхности листа, т. е. в направлении, перпендику-
лярном плоскости залегания данных включений, то они могут
серьезно ухудшить характеристики относительного удлинения
и относительного сужения поперечного сечения промышленной
стали.
При наложении валикового шва на поверхность листа для
приварки какой-либо детали в результате усадки шва возникает
деформация, одна из составляющей которой направлена перпен-
дикулярно поверхности листа. Если эта деформация достаточно
велика, а пластичность в направлении толщины листа мала, то
возникают условия, способствующие образованию особых тре-
щин (разрушений чешуйчатого или слоистого вида «lamellar tea-
ring»). При этом трещины образуются в месте пересечения наруж-
222
ной поверхности шва с поверхностью листа и распространяются
в глубину листа под сварным швом (форма ступенчатых трещин
имеет вид чешуек).
В процессе производства сосудов давления опасность возник-
новения таких чешуйчатых трещин появляется во время при-
варки к толстостенным обечайкам несквозных штуцеров или дру-
гих деталей. Поскольку использование в толстостенных сосудах
сквозных штуцеров связано с риском образования трещин в про-
цессе термообработки после сварки, для сосудов этого класса
обычно применяют несквозные штуцера. В то же время для пре-
дотвращения чешуйчатых трещин необходимо регламентировать
нижний допустимый предел пластичности в направлении тол-
щины листа или применять сталь, подвергнутую вакуумной де-
газации.
При использовании современной технологии производства
стали содержание в ней серы и фосфора можно снизить до 0,01%.
Это не является обычным для процессов вакуумной дегазации,
но имеет существенное значение, так как снижает количество
включений в стали. Жидкую сталь выдерживают в вакууме для
удаления водорода и кислорода. При этом требуется немного
раскислителей для удаления остаточного кислорода, а количество
продуктов раскисления, удаленных из стали, соответственно
снижается. Обработанная в вакууме сталь отличается большей
чистотой, чем обычная промышленная сталь, и ее сопротивление
образованию чешуйчатых трещин и других дефектов, связанных
с неметаллическими включениями, значительно выше.
Количество и форму включений в изготовленных листах можно
контролировать также при помощи ультразвука, хотя такой
контроль (если он оговорен заказчиком) значительно удорожает
продукцию (до 20%). Тем не менее поставщики высококачествен-
ного толстого листа "часто осуществляют проверку ультразвуком
как часть общего контроля качества металла листа.
На сопротивление коррозии сварка обычно оказывает неблаго-
приятное влияние. Наиболее важные проблемы в этом отношении
связаны с исключением образования межкристаллитных трещин
около сварного шва в нестабилизированных аустенитных хромо-
никелевых сталях и коррозии под напряжением во всех аусте-
нитных сталях [58]. Возникновение межкристаллитных трещин
происходит в связи с выделениями карбидов по границам зерен
нержавеющей стали (18% Сг и 8% Ni), в зоне термического влия-
ния сварки с последующим образованием в. этих местах ослаблен-
ных участков, подверженных интенсивной коррозии в окисли-
тельных средах.
Это явление можно предотвратить, ограничивая содержание
углерода в стали до 0,03% или добавляя в сталь небольшие коли-
чества титана или ниобия, т. е. применяя особо низкоуглероди-
стые стали или стабилизированные стали. Такие стали значи-
тельно дороже простой стали, содержащей 18% Сг и 8% Ni.
223
Поэтому компромиссным решением является использование стали
304 (стандарт ASTM), содержащей 0,08 %С (не более). Эта сталь
имеет приемлемую коррозионную стойкость во многих окисли-
тельных средах. Однако в некоторых европейских стандартах не
разрешается применение других материалов, кроме особо низко-
углеродистых и стабилизированных аустенитных сталей. Кроме
того, сталь 304 непригодна для использования в плакированных
нержавеющей сталью сосудах, подвергающихся термообработке
после сварки, так как при этом в нержавеющей стали будет иметь
место интенсивное выделение карбидов.
Единственным способом предотвращения трещин от коррозии
под напряжением в сварных швах аустенитной нержавеющей стали
(если нельзя избежать контакта с растворами, содержащими
хлориды или гидроксид натрия) является термообработка при
900—1000° С для снятия остаточных напряжений. Такая термо-
обработка практически осуществима для трубопроводов, но
весьма затруднительна для сосудов. Следовательно, наилучшим
предохранением остается исключение контакта с агрессивными
средами. Должна быть также исключена возможность загрязне-
ния сосуда соленой водой при его транспортировании и хранении.
При гидравлическом испытании сосудов необходимо применять
только чистую пресную воду. Гидравлическое испытание особо
ответственных сосудов следует проводить с использованием кон-
денсата пара или химически очищенной воды с контролируемым
содержанием хлоридов.
В тех случаях, когда сохраняется риск попадания на поверх-
ность сосуда гидроксильных или хлоридных ионов, особенно при
высокой температуре^ лучше выбрать наименее чувствительные
к коррозии под напряжением материалы, такие, например, как
монель-металл, хотя это и дорого.
Толщина листа, поковок и т. п. важна с точки зрения обра-
батываемости материала и в связи с ее влиянием на механические
свойства металла.
При ограниченной мощности прокатных станов и прессового
оборудования листы толщиной, превышающей определенный пре-
дельный размер, приходится изготовлять с использованием горя-
чей прокатки, а не холодной [59]. При горячем деформировании
возникает опасность неблагоприятного изменения свойств ме-
талла вследствие изменений в структуре при нагреве выше крити-
ческой температуры, а на поверхности листа образуется слой
окалины. Поэтому по возможности надо указывать в специфика-
циях листы только минимально допустимой толщины или приме-
нять стали, которые мало чувствительны к изменениям режима
термической обработки.
При увеличении толщины сечения становится труднее получить
регламентированный уровень свойств по всей толщине изделия.
Снижение числа переделов при прокатке листа или ковке, что
характерно для толстостенных полуфабрикатов, приводит к уве-
224
личению размера зерна, снижению предела текучести, а во мно-
гих случаях и ударной вязкости. Обычно стандарты учитывают
эти обстоятельства и назначают для толстостенных полуфабри-
катов более низкие допустимые значения их параметров (напри-
мер, стандарт BS 1501 в отношении листов). В стандартах ASTM
(США), которые более консервативны по отношению к регламен-
тированным значениям предела текучести, нет отступлений в зна-
чениях допускаемых напряжений в зависимости от толщины,
но для толстого листа разрешается применять сталь с повышен-
ным содержанием углерода. Однако более высокое содержание
углерода ухудшает свариваемость листа, а также приводит к удо-
рожанию его производства.
Обычно свойства металла оценивают по испытаниям образцов,
вырезанных на глубине, равной четверти толщины листа. Но при
испытаниях металла для особо ответственных изделий вырезают
также образцы и из средней зоны по толщине листа. Особенно
важно определить свойства металла по толщине сечения для за-
каленных и отпущенных листов, измерив также твердость по-
перечных темплетов полной толщины.
Новые технологические процессы сварки, в частности сварка
под слоем флюса или электрошлаковая - сварка, позволяют без
особых затруднений сваривать толстые листы стыковым швом.
Однако возникают определенные проблемы при использовании
процессов с более низким тепловложением, например ручной
дуговой сварки покрытыми электродами или сварки в атмосфере
инертного газа, особенно при глубокой разделке кромок. В этом
случае может оказаться недостаточным боковое проплавление
при начальных проходах около корневого сечения шва, поэтому
лучше не применять такой способ при сварке толстого листа.
С другой стороны, при более высоких тепловложениях обычно
имеет место укрупнение зерна в сварном соединении с соответ-
ствующим ухудшением характеристик ударной вязкости. Поэтому
при регламентировании ударной вязкости (что обычно имеет место
при изготовлении толстого листа) наиболее низкие ее значения,
как правило, имеет металл шва, выполненного сваркой под флю-
сом без последующей нормализации. Электрошлаковые сварные
швы в большинстве случаев подвергаются нормализации и по-
этому имеют приемлемую ударную вязкость 159].
5.3. Установленные предписания выбора материалов
Местные или государственные установленные предписания
прямо или косвенно могут повлиять на оптимальный выбор ма-
териала. Непосредственное влияние осуществляется при помощи
стандартов, которые ограничивают использование конкретных
сталей, в. то время как налоговая система в разных странах и
требования стандартов на сосуды давления могут сделать пред-
почтительным выбор определенных материалов. Например, в США
15 р. Никольс 225
структура налогового обложения поощряет создание установок,
имеющих низкие капитальные затраты, но при этом повышаются
расходы на эксплуатацию и ремонт. В Западной Европе, наобо-
рот, налоговая система способствует созданию установок с вы-
сокими капитальными затратами, но с меньшими расходами на
эксплуатацию.
Данные обстоятельства непосредственно влияют на выбор
материалов, поэтому в США в условиях имеющейся тенденции
к снижению до минимума стоимости установки обычно выбирают
более дешевые материалы, что находит отражение и в стандартах
ASME на углеродистую сталь. Углерод является наиболее деше-
вым упрочняющим элементом в стали, но при его высоком содер-
жании ухудшаются вязкость и свариваемость металла. В сталях
для сосудов давления по стандартам ASTM (США) допускается
содержание углерода до 0,35%, в то время как по стандарту на
лист BS 1501 (Великобритания) предельное содержание углерода
только 0,25% и по стандарту DIN 17155 (ФРГ) — не выше 0,26%.
Осторожному подходу к этому вопросу стран Западной Европы
присуще использование материалов более высокой стоимости.
Однако нелегко определить, окупается ли это снижением числа
разрушений и остановов агрегатов в эксплуатации. Нелегко также
оценить фактическую стоимость стали различного • химического
состава. Например, котельный лист, купленный в ФРГ, но соот-
ветствующий стандарту ASTM (США), имеет более высокую стои-
мость, чем аналогичный котельный лист по спецификации DIN.
Это является результатом лучшего освоения Национального стан-
дарта и большей доступности материала по стандарту DIN.
Вообще, как правило, дешевле заказывать материалы по местным
стандартам, которые и практичнее, и доступнее.
Нормативы, устанавливающие расчетные напряжения, также
влияют на выбор наиболее экономичной стали. При расчетах по
характеристике предела текучести предпочтительнее мелкозерни-
стая сталь со сравнительно высоким значением отношения пре-
дела текучести к пределу прочности. Сказанное относится как
к углеродистым, так и к низколегированным высокопрочным ста-
лям. При р.асчетах по характеристике предела прочности (как,
например, рекомендует стандарт ASME) отпадает необходимость
в мелкозернистых сталях^ Поэтому требования к сталям по стан-
дартам ASTM характеризуются весьма умеренными регламенти-
рованными значениями предела текучести.
5.4. Стоимость материалов
5.4.1. Стоимость основных материалов. Один из методов срав-
нения стоимости различных материалов для сосудов давления за-
ключается в определении цены единицы допускаемого расчетного
напряжения как функции соответствующих расчетных перемен-
ных [60]. При определении стоимости крупных сферических со-
226
Рис. 5.11. Зависимости цены Ц на единицу
максимального расчетного напряжения ар
от предела прочности ав мелкозернистых
сталей (ФРГ, в ценах 1969 г.):
/ и 2 — для расчетной температуры соответ-
ственно 300 и 20b С
судов для сжиженного газа, при-
меняемых в нефтяной промышлен-
ности, где стоимость материала
составляет значительную часть
полной стоимости, конечный ре-
зультат практически определяется
соответствующим выбором материала. На рис. 5.11 показаны за-
висимости цены на единицу расчетного напряжения для мелко-
зернистых сталей (ФРГ) от предела прочности при толщине стенки
около 25 мм.
Оптимальное сочетание стоимости и технологичности наблю-
дается у стали с пределом прочности 50 кгс/мм2. Эту сталь часто
применяют при изготовлении на монтажной площадке сварных
емкостей для хранения сжиженного газа. При заводском изго-
товлении сварных сосудов высокого давления, где нетрудно по-
лучить более высокие температуры предварительного подогрева
по сравнению со сваркой на монтажной площадке, часто можно
выбирать материалы, имеющие наиболее низкую стоимость на еди-
ницу расчетного напряжения.
С другой стороны, для сосудов низкого и среднего давления
наилучшим может оказаться выбор наиболее дешевой стали, удо-
влетворяющей требованиям стандартов и обладающей необходи-
мым сопротивлением коррозии. Четкую и определенную грань
между сосудами высокого и среднего давления провести невоз-
можно, поскольку граничная область изменяется в зависимости от
местных условий, особенно от установленного на конкретном пред-
приятии технологического оборудования.
Выбор материала, например, может зависеть от мощности
имеющегося прокатного оборудования, размера печей для термо-
обработки и наличия соответствующих приспособлений для за-
калки. Важное значение могут также иметь ограничения, свя-
занные с транспортными средствами. Так, в Западной Европе
максимальная масса изделий, которые можно перевозить на да-
лекие расстояния, меньше, чем в США. Следовательно, в Запад-
ной Европе по сравнению с США имеется больше оснований для
применения в толстостенных сосудах давления высокопрочных
материалов. Например, обечайки химических реакторов для круп-
ных установок по производству аммиака в Западной Европе изго-
товляют из высокопрочной легированной стали, а в США из спо-
койной, раскисленной кремнием углеродистой стали А515, сорт 70
по стандарту ASTM. Расчетная температура для таких конверте-
ров обычно ниже 350° С, и в этих условиях сталь А515 является
15*
227
Рис. 5.12. Зависимости допускае-
мых расчетных напряжений ар от
температуры Т для стали 161-28В
(стандарт BS 1501) по стандарту
BS 1500 (коэффициент прочности
сварных соединений 0,95) и по
стандарту BS 1515 (коэффициент
прочности сварных соединений
1,0):
1 - по BS 1515; 2 - по BS 1500
Рис. 5.13. Зависимости допускае-
мых расчетных напряжений ор от
температуры Т по стандарту
ASME, часть VIII-II для стали
А515, сорт 60 и по стандарту
ФРГ DIN 17155 .для стали Ш
(коэффициент прочности сварных
соединений равен 1,0):
1 -- сталь А515; 2 — сталь НИ
вполне конкурентоспособной по стоимости на единицу расчетного
напряжения [60]. Однако обечайки из углеродистой стали были бы
в Западной Европе слишком тяжелы для транспортирования по
железной или шоссейной дороге.
5.4.2. Влияние метода расчета на стоимость. Зависимости
допускаемых расчетных напряжений от температуры для спокой-
ной, раскисленной кремнием углеродистой стали 161 (стан-
дарт BS 1501), изготовленной в соответствии со стандартами BS 1500
и BS 1515, показаны на рис. 5.12. Как видим, при температурах
ниже 300? С расчетные напряжения по стандарту BS 1515 выше,
чем по стандарту BS 1500. Однако при температурах 300—350° С
их значения одинаковы. Стандарт BS 1515 дает более экономич-
ную сталь, особенно для сосудов высокого давления, работающих
при температурах ниже 300° С. Для сосудов низкого и среднего
давления, изготовляемых в Великобритании, часто экономичнее
использовать стандарт BS 1500 даже при более низких расчет-
ных температурах их работы, так как некоторое увеличение ма-
териалоемкости полностью компенсируется исключением боль-
шого объема расчетов в соответствии с требованиями стандарта
BS 1515.
Сравнение допускаемых расчетных напряжений стали А515,
сорт 60 (стандарт ASTM), полученной согласно разделу 1 части VIII
стандарта ASME, со сталью НИ (стандарт DIN 17155), произ-
веденной по стандарту AD Merkblatter, дано на рис. 5.13. Эти
две стали имеют одинаковый предел прочности, но отличаются
228
по способу установления допускаемых расчетных напряжений
в соответствии с различным подходом к этой проблеме в двух ука-
занных стандартах. По нормам, принятым в ФРГ, расчетное на-
пряжение выбирают как наименьшую из следующих величин:
две трети предела, текучести или предела длительной прочности
за 100 000 ч; 100% напряжения, вызывающего деформацию пол-
зучести в 1% за 100 000 ч. По стандарту ASME, часть VIII—I
в качестве допускаемого напряжения назначают наименьшее из
следующих значений: одна четверть предела прочности; пять вось-
мых предела текучести; 67% предела длительной прочности за
100 000 ч; 100% напряжения, дающего скорость установившейся
ползучести, равную 1 % за 100 000 ч. Для многих сталей не обна-
руживается заметной разницы между напряжением, вызываю-
щим 1% ползучести за 100 000 ч, и напряжением, составляющим
две трети предела длительной прочности за 100 000 ч.
Следовательно, при расчетах на ползучесть различия между
значениями допускаемых напряжений, принятые в ФРГ и США,
обусловлены не способом их выбора, а различием свойств сталей
и методов их испытания. Рассматривая кривые 1 и 2, заключаем,
что выбор материала по стандартам ФРГ будет более экономич-
ным при температуре ниже соответствующей точке пересечения
кривых (300° С), а по стандартам США — при температуре выше
300° С. На стоимости сосудов эти различия не всегда отражаются.
Для сосудов, не требующих изготовления по нестандартным спе-
цификациям и покупаемых в Великобритании, вероятно, наиболее
экономически выгодными будут заказы по стандарту 'ASME,
часть VIII—I или по стандарту BS 1500. Исключение составляют
сосуды высокого давления, работающие при температуре 300° С,
которые целесообразнее изготовлять в соответствии со стандартом
BS 1515 или по стандарту DIN (ФРГ).
5.5. Классификация материалов
Рассмотрим металлы и сплавы, которые нашли широкое про-
мышленное применение для сосудов давления. Проанализируем
и обобщим свойства материалов, главным образом механические
свойства, характеристики вязкости и свариваемость. Дадим клас-
сификацию большинства стандартизованных и фирменных сталей.
5.5.1. Углеродистые стали. В эту категорию входят углеро-
дистомарганцевые стали и стали, модифицированные алюминием,
ниобием и ванадием. Стандарты допускают применение для сосу-
дов бессемеровской стали HI (минимальный предел прочности
35 кгс/мм2). Согласно бельгийскому стандарту NBN 629 для изго-
товления котельного листа можно использовать все углеродистые
стали. По стандарту BS 1515 допускается применение бессемеров-
ской стали, полученной при кислородном дутье, если содержание
азота не превышает 0,008%. С другой стороны, стандарт США и
стандарт BS 1500 (Великобритания) допускают применение для
229
котельного листа только мартеновской стали и электростали или
(стандарт ASME) основной конвертерной- стали, полученной при
кислородном дутье.
В большинстве стандартов использование кипящей стали с пре-
делом прочности не менее 35 кгс/мм2 (например. стали 141 по стан-
дарту BS 1501) разрешается только для неответственных сосудов
сравнительно небольшой емкости.
Полуспокойную сталь широко используют для производства
углеродистого котельного листа в Великобритании (при толщине
листа до 100 мм) и в США (при толщине листа до 50 мм). Британ-
ский стандарт BS 1501 был первым национальным стандартом,
выделившим полуспокойную сталь в качестве самостоятельного
сорта (стали 151, 211 и 213). В стандарте ASTM не оговорен способ
раскисления для неуспокоенной стали, поэтому поставщик свобо-
ден в выборе и поставке стали любого сорта, удовлетворяющей
химическому составу и физико-механическим свойствам.
В Западной Европе котельный лист, за исключением отмечен-
ных случаев, обычно изготовляют из спокойной стали. Раскислен-
ная кремнием спокойная сталь при толщине листа до 150 мм стан-
дартизована в Великобритании (сталь 161, стандарт BS 1501) и
в США — стали А515 и А516 (ранее А201 и А212) по стандарту
ASTM). Крупнозернистая сталь А515 предназначена для исполь-
зования при высоких температурах, а мелкозернистая сталь
А516 — для работы при атмосферной или более низкой темпера-
туре. В табл. 5.6 приведены химический состав и механические
свойства листовых углеродистых сталей для барабанов котлов и
сосудов давления (температура эксплуатации 20° С и выше) в соот-
ветствии с наиболее широко применяемыми стандартами США и
стран Западной Европы (минимальные значения механических
характеристик относятся к листам толщиной 25 мм).
Аналогичные сведения по более прочным углеродистомар Ган-
цевым сталям даны в табл. 5.7. К этой группе в Европе относят
стали, модифицированные алюминием, ниобием или ванадием с до-
бавками азота или без него, т. е. дисперсионно-твердеющие стали.
Наиболее широко используемые стали А515 и А516, сорт 70 по
стандарту ASTM не содержат указанных модифицирующих до-
бавок, но отличаются более высоким содержанием углерода и мар-
ганца, что обеспечивает необходимое повышение прочности.
Ниобий вводят ’в сталь в таких количествах, что он действует
только как модификатор, способствующий интенсификации про-
цесса дисперсионного твердения, а не как раскислитель. Следо-
вательно, модифицированные полуспокойные стали могут быть
экономически более выгодными, чем обработанные алюминием
полностью успокоенные стали. Среди сталей, модифицированных
ниобием, сталь 213 (стандарт BS 1501) является полуспокойной,
а сталь 223 (стандарт BS 1501) — спокойной. При любой заданной
степени измельчения зерна ниобий понижает переходную темпе-
ратуру хрупкости в меньшей степени, чем алюминий. Поэтому
230
l£3
. i w S CT Q to о ? H 0 M 2 E s § ё $ : > »»? § | 3 Страна
1 8> ^n_ P 3» ж >g p g « w о ° -о X s fe S * I 4 g, „=„ H b, - g a s Q5 *”* X ю Марка стали
g > ст ст a o "o z 2 (ЛСЛ ZsZCT m сл ’""' Z iS 01 CaO p T-i t.. O 00 OO - 8 ~ g s 8 СО Стандарт
О О О ~° о о о СО к> к) К) КЗ КЗ ND О ND 00 О О О О ф П | Химический состав, % (не более)
। 5-* Р -° Р Р Р 1 СО 00 00 00 00 о о сл сл сл о СП £
р .—®р-° ^fp^fp^fp । g SfSf 1 сл Мп
0,050 0,040 0,050 0,040 0,050 0,050 0,040 -3 *15
О ОО*О о о о о о о о о о о Ф сл СЛ ф СЛ Ф ф О О О О О О О 00 СО
pspz IpoPP 1 Illi СО Другие элементы
ND ND 00 | ND ND ND ND h-< jx сл СЛ СЛ о Предел текуче- сти, кгс/мм2 ] Механические свойства (не менее)]
QD фь. фк £ь фь f Т Т Г 7 “ Т фк СЛ фь сл сл сл сл О О N3 О О О Предел прочно- сти, кгс/мм2
ND - ND ND ND ND ND ND О оо СЛ ф. о О ND ьэ Удлинение, %
я 04 Я я 01 Я Е я я сг | 1 I £ Ке о W ®е^§ й К‘ О W ®е*О 1 1 1 2 о §S о eg о §g о о со 2 вэ£| to 9 tog । Л t и4 । Л । № • । • СО Ударная вяз- кость при испы- таниях по Шарпи (температура 20° С; образец с U-образным надрезом), КГС’М/СМ2
•— •— ND •— •— | СЛ СЛ оо ***• К X Диаметр оправки при испытании на изгиб
СЛ р 1 СЛ О 00 о О ND 1 00 О О 00 СЛ Максимальная тол- щина листа, мм
Таблица 5.6
Страна Марка стали Стан- дарт Химический состав, % (не более или
С Si Мп, р S
I 2 3 4 5 6 7 8
Австрия Альдур 50 — 0,20 0,40 1,30 0,040 0,040
Бельгия Феральсим 52 — 0,20 0,50 1,30 0,030 0,040
Соудотенакс 52 — 0,20 0,25 1,10— 1,40 0,030 0,040
ФРГ Мелкозерни- стая **** ‘ — 0,22. — — 0,045 0,045
Франция Крузельс 38 — 0,20 0,40 1,20 0,035 0,030
Италия Швеция ASERA 52 OX 520D — 0,18 0,18 0,35 0,15— 0,50 1,30 1,40 0,030 0,040 0,035 0,040
Велико- британия 213 сорт 32 BS 1501 0,22 0,10 0,90— 1,60 0,050 1 0,050
224 сорт 32 BS 1501 0,22 0,10— 0,55 0,90- 1,60 0,050 0,050
США А515 сорт 70 А516 сорт 70 ASTM ASTM 0,35 0,30 0,15— 0,30 0,15— 0,30 0,90 0,85— 1,20 0,035 0,035 0,040 0,040
* ** #♦* лизации). ***** ****** ♦ Определяют на образцах (DVM), вырезанных поперек направления про ♦ Свойства толстого листа должны быть согласованы с заказчиком, ♦ Определяют на образцах, вырезанных вдоль направления прокатки. ♦ Аналогичные свойства имеют следующие стали: FB50, HSB50, ВНЗо, ♦ При толщине листа соответственно до 35, 35—50 и 51—70 мм. * Удлинение (в %) равно 42,7—0,45ов. * t — толщина листа.
*• •
232
Таблииа 5.7
диапазон) Механические свойства (не менее) Температура, °C, при испытаниях по Шарпи (образец с U-образным над- резом) Диаметр оправки при испытании на изгиб * Максимальная тол- щина листа, мм
Другие элементы Предел текучести, кгс/мм2 Предел прочности, кгс/мм2 Удлинение, % Ударная вязкость, кгс-м/см2
9 10 11 12 13 14 15 16
— — 34 32 50—60 50—60 25 25 5* —20 — 80 **
Обработана 36 52-62 24 6 *** —20 — 40 **
Сг 0,25— 0,40; обра- ботана А1 36 52-62 22 0 *** —10 — 60 **
N 0,009; обработана А1 * 36; 35; 34 ***** 50—62 22 3,5 *** —20 — 70 **
Ni+Cr-f- +Mo+Cu= =0,60; об- работана Al 36 52—65 21 0 *** —20 — 120
V0,20 36 52—60 24 3,5 *** —20 — 50 **
N 0,009; обработана Nb 36 52—62 22 3,5 *** —20 — 50 **
Ni+Cr+ +Mo+Cu= =0,70; об- работана Nb 33,1 50—60 По форму- ле ****** 5,1 *** —15 100
Ni+Cr+ +Mo+Cu= =0,70; об- работана Al 29,9 50-60 По форму- ле ****** 6,8 *** —15 — 152
— 27 49—60 21 — — 2 5/ ******* 200
— 27 49—60 21 — — 2,5/ 200
катки.
5°FK, унион 36, SB36.F, диллинал 54, ЕГ206 (ударную вязкость определяют после норма-
233
Страна Марка стали Стан- дарт Легирую- щие элементы Химический состав, %
С Мп Si Сг Ni
1 2 3 4 5 6 7 8 9
США ФРГ Велико- брита- ния Италия Франция ** А302 сорт В А387 сорт D WSB62 BHW38 271 («Д io- кол W30») ASEPA, 60N AMMO, 65 t — толщина Л1 Определяют на ASTM ASTM BS 1501 иста, образцах Мп, Мо Сг, Мо Сг, Ni, Мо Ni, Мо, V Сг, Мо, V Сг, Мо, Ni, V Ni, Мо, V (DVM), вьц 0,25 0,15 0,17 0,20 0,17 0,20 0,15 эезанны 1,15— 1,50 0,30— 0,60 0,80— 1,20 1,00— 1,65 1,50 1,50 1,55 х попере 0,15— 0,30 0,15— 0,30 0,25— 0,50 0,40 0,30 0,45 0,55 к направ 2,00— 2,50 0,70 0,60 0,25 ления п 1,00— 1,30 0,40— 0,80 0,30 0,60 0,60— 1,00 рокатки.
234
Таблица 5.8
(не более или диапазон)
Мо р S Nb Си V
10 11 12 13 14 15
0,45— 0,60 0,035 0,040 — — —
0,90— 1,10 0,035 0,035 — — —
0,25— 0,40 0,035 0,035 0,02 0,50— 0,80 —
- 0,20— 0,60 0,025 0,025 — — 1,10— 0,22
0,28 0,050 0,050 — 0,20 0,10
0,25 0,030 0,035 — — 0,20
0,45— 0,55 0,020 0,020 — 0,25 0,10
Механические свойства (не менее или диапазон)
Предел текучести, кгс/мм2 Предел прочности, кгс/мм2 Удлинение, % ф 3 я • к R я! X оо О О О<М ГС со 5 Srt s Лею U Ръ ® С о я
16 17 18 19
Диаметр оправки
при испытании на
изгиб
35 32 56—70 53—70 18 20 — 3,5/* 3/*
44 62—77 1200 /о-в у ** —
43 60—75 16 5 ** —
42,5 57—66 16 5 (по Шарпи, образец с U-об- разным надрезом глубиной 5 мм) —
47 60—75 16 8 (по Менаже); 3,5 (по Шарпи, образец с V-об- разным надре- зом, ис- пытан при -20° С) 3/*
47 64—76 16 5,2 (по Шарпи, образец с V-образ- ным над- . резом)
235.
для Достижения наиболее низких переходных температур приме-
няют обработанные алюминием стали, например сталь 224 (стан-
дарт BS 1501). Соответствующие марки сталей, изготовляемых
в ФРГ, содержатся в стандарте DIN 17135.
•Обычно сосуды давления изготовляют из простых углероди-
стых сталей (см. табл. 5.6). Более высокопрочные стали дороже
и менее технологичны при сварке, поэтому их используют в тех
случаях, когда требуются высокие допускаемые напряжения для
сосудов с повышенным внутренним давлением или увеличенными
внешними нагрузками.
5.5.2. Низколегированные стали. Перлитные низколегирован-
ные стали характеризуются достаточно высоким сопротивлением
коррозии в атмосфере водорода, сернистых соединений и в других
средах, а также лучшим комплексом механических свойств, осо-
бенно при повышенных и отрицательных температурах.
Сопротивление коррозии в среде водорода увеличивается при
введений в сталь хрома и молибдена. Реальной основой для вы-
бора материала, находящегося в контакте с водородом, может
служить диаграмма Нельсона (см. рис. 5.1). Можно видеть, что
сравнительно небольшие добавки молибдена существенно повы-
шают сопротивление стали коррозии при контакте с водородом.
Хорошо известно также, что малые добавки этого элемента зна-
чительно увеличивают длительную прочность стали. Углероди-
стомолибденовые стали находят широкое применение в нефтяной
и нефтехимической промышленности для конструкций, подвер-
женных воздействию водорода.
Сталь, содержащую 5% Сг и 0,5% Мо, часто используют в очи-
стительных установках как стойкую к коррозии в атмосфере сер-
нистых соединений. Однако для изготовления сосудов лучше при-
менять углеродистую или низколегированную сталь, плакирован-
ную хромистой сталью (12% Сг).
Наиболее важной областью использования низколегирован-
ных сталей применительно к сосудам давления общего назначения
(т. е. при отсутствии специфических агрессивных коррозионных
сред) до последнего времени все же оставались барабаны паровых
котлов. Если для барабанов с небольшими диаметрами, работаю-
щих при низких и средних давлениях, экономически более вы-
годно применение углеродистой стали, то для барабанов с боль-
шими диаметрами, предназначенных для высоких давлений, ста-
новится конкурентоспособным использование низколегирован-
ной стали. В Западной Европе барабаны для мощных энергетиче-
ских паровых котлов обычно изготовляют из фирменных низко-
легированных сталей. Нормализованные и отпущенные высоко-
прочные низколегированные стали для барабанов котлов и со-
судов давления (наиболее широко применяемые) приведены
в табл. 5.8.
Большинство этих сталей содержит 1—1,5% марганца с не-
большими добавками хрома, молибдена и никеля, а также моди-
236
Рис. 5.14. Зависимости предела текучести
от температуры для высокопрочных низко-
легированных сталей, применяемых для
толстостенных барабанов котлов и сосу-
дов давления [59] от температуры:
1 — ASERA60N; 2 — 24Сг10Мо; 3 — WSB62;
4—DUCOLW30; 5 — BHW38; 6— SA302, сорт
В; 7 — SA387, сорт D (отожженная)
фицировано ниобием или вана-
дием для обеспечения процессов
дисперсионного твердения. Предел
текучести для многих сталей этой
группы при 300° С составляет око-
ло 36 кгс/мм2 (рис. 5.14). Высоко-
прочные легированные стали при-
меняют- также для толстостенных (150 мм и более) сосудов давле-
ния, используемых в химической и нефтяной промышленности.
Опыт показывает, что большинство ванадийсодержащих ста-
лей, а также сталей с молибденом и бором проявляют склонность
к образованию трещин в результате релаксации напряжений в про-
цессе термообработки для снятия остаточных сварочных напря-
жений. Для предотвращения этого явления следует избегать чрез-
мерно жестких узлов присоединения штуцеров или других дета-
лей, к корпусу сосудов давления из таких высокопрочных сталей
при толщине стенки более 60 мм (см. гл. 6).
У сосудов из высокопрочных сталей наблюдались хрупкие раз-
рушения при гидравлическом испытании. Случаи этих разруше-
ний были описаны в первую очередь для того, чтобы показать не-
совершенства в технологии изготовления сосудов и обратить вни-
мание на необходимость правильного выбора и тщательной про-
работки заводской технологии при производстве сосудов давле-
ния из таких материалов [59]. Использование при низких темпе-
ратурах углеродистых и легированных сталей было рассмотрено
ранее в § 5.1.
5.5.3. Закаленные и отпущенные углеродистые и легированные
стали. Один из эффектов закалки с отпуском заключается в измель-
чении структуры материала. Следовательно, такая термообработка
может быть использована для понижения переходной темпера-
туры хрупкости углеродистой стали. Это и применяют на прак-
тике, вводя такую термообработку в спецификации по крайней
мере одного варианта фирменной углеродистомарганцевой стали,
поставляемой в закаленном и отпущенном состоянии. Полученная
сталь имеет переходную температуру в испытаниях на ударную
вязкость (по Шарпи, образцов с V-образным надрезом) ниже
—60° С, и ее рекомендуют для замены легированных (2,5 или
3,5% Ni) сталей в некоторых изделиях.
237
Страна Марка стали Стан- дарт Химический состав, % (не более
С Мп Si Сг Ni Мо
1 2 3 4 5 6 7 8 9
ФРГ 24СгМо10 — 0,20— 0,28 0,50— 0,80 0,15— 0,35 2,30— 2,60 0,80 0,20— 0,35 t
США А542 кл. I (2,25Сг1Мо) ASTM 0,15 0,30— 0,60 0,15— 0,30 2,0— 2,5 — 0,90— 1,10
А517 сорт В (сталь Т1 при толщине листа до 25 мм) А517 сорт F (сталь Т1 при толщине листа до 50 мм) ASTM ASTM 0,15— 0,21 0,10— 0,20 0,70— 1,00 0,60— 1,00 0,20— 0,35 0,15— 0,35 0,40— 0,65 0,40— 0,65 0,70— 1,00 0,15— 0,25 0,40— 0,65
* t — толщина листа.
** гарантированное значение для стали Т1, производимой в Западной Европе.
Более общим, однако, является применение закаленных и от-
пущенных сталей для изготовления сосудов давления в тех слу-
чаях, когда в первую очередь требуется высокая прочность мате-
риала. В' США для транспортируемых сосудов и емкостей, где
масса изделия является решающим фактором, применяют легиро-
ванную сталь Т1 или А517, сорт F по спецификации ASTM
(табл. 5.9). Для стационарных сосудов давления используют две
закаленные и отпущенные стали, одна из которых А387 (2,25% Сг
и 1% Мо), сорт D по спецификации ASTM.
На основании обширного исследования свойств этой стали при
ее использовании для больших сечений по толщине она была ре-
комендована для изготовления водородного реактора, работаю-
щего при высокой температуре. Отдельные секции корпуса были
сварены электрошлаковой сваркой, а затем закалены погруже-
нием в охлаждающую ванну и отпущены. Секции были соединены
кольцевыми швами, выполненными сваркой под слоем флюса.
Сосуд был рассчитан в соответствии с частью III ^стандарта ASME,
согласно которому допускаемое расчетное напряжение было при-
нято равным трети величины предела прочности [61].
238
Таблица 5.9
или диапазон)
10
11
0,035
0,035
0,035
0,035
0,035
0,035
0,040
0,040
12
В 0,002—
0,006
Другие
элементы
В 0,0005—
0,005
Механические свойства (не менее или диапазон)
Предел текучести, кгс/мм2 Предел прочности, кгс/мм2 Удлинение, % Диаметр оправки при испытании на изгиб Ударная вязкость при 20° С, кгс»м/см2
13 14 15 16 17
48 65-80 17 — 7 (по DVM)
59,8 73,8—87,9 14 3,5/* По соглаше- нию с заказ-
чиком
70,3 80,9—94,9 16 2t—3/ 3,5 ** (по Шарпи, попе- речный обра- зец с V-образ-
ным надрезом;
температура -12° С)
Р
S
Обечайки реактора по производству аммиака были изготовлены
из стали, содержащей 24% Сг и 10% Мо (ФРГ); Как указано
в стандарте VDEh 590, эта сталь предназначена для изготовления
закаленных и отпущенных поковок, но также производится и
в виде листа. Вначале встречались трудности в получении тре-
буемых свойств ввиду несовершенства закалочного оборудова-
ния на заводе.
Однако при использовании надлежащей технологии удалось
получить свойства, полностью отвечающие требованиям специфи-
кации [62].
Таким образом, хотя и положено начало использованию зака-
ленных и отпущенных сталей как в толстостенных, так и в тонко-
стенных сосудах, сейчас имеется лишь ограниченный опыт изго-
товления и пока еще не ясно, как будут эти сосуды вести себя
в эксплуатации.
5.5.4. Высоколегированные стали. -К таким сталям относятся
ферритные высокохромистые стали, содержащие 13, 17 и 27% Сг,
и аустенитные хромоникелевые стали, применяемые в сосудах
Давления (табл. 5.10).
239
Сталь Марка стали по стандарту Хими
BS 1501 ASTM (А240) DIN 17440 C Si
• 1 2 3 4 5' 6
13СгА1 713 405 Х7СгА113 (WSN 4002) 0,12 1,00
18CrlONi 801В 304 X5CrNil8 9 (WSN 4301) 0,08 0,20 (мини- мум) 0,20— 1,00
18CrlONi (низкоуглеро- дистая) 801С 304L X2CrNil8 10 (WSN 4306) 0,03
18Cr8Ni (стабилизиро- ванная титаном) 821Ti — — 0,12 0,20— 1,00
18CrlONi (стабилизиро- ванная титаном) — 321 X10CrNiTil8 9 (WSN 4541) 0,08 1,00
18CrlONb (стабилизиро- ванная титаном) 821 Nb 347 X10CrNiNbl8 9 (WSN 4550) 0,08 0,20— 1,00
17Crl2Ni2,5Mo 845В 316 X5CrNiMol8 10 (WSN 4401) 0,08 0,20— 1,00
17Crl2Ni2,5Mo (стаби- лизированная титаном) 845Ti — X10CrNiMoTil8 12 (WSN 4571) 0,08 0,20— 0,60
17Crl2Ni2.5Mo (низко- углеродистая) 19Crl3Ni3,5Mo — 316L X2CrNiMol8 10 (WSN 4404) 0,03 1,00
846 317 —. 0,08 0,20— 1,00
Высокохромистые ферритные стали обычно предназначены (за
редким исключением) для изготовления коррозионно-стойкого
оборудования и производства плакированного листа. Хромистую
сталь 405 (13% Сг) с алюминием (стандарт AISI) часто применяют
в сосудах нефтеочистительных установок, имеющих контакт с со-
держащими серу веществами при повышенной температуре. До-
бавки алюминия вводят для того, чтобы в зоне термического влия-
ния сварки сталь была полностью ферритной структуры с мини-
мальной склонностью к дисперсионному твердению.
Мартенситно-ферритную хромистую (13% Сг) сталь 410 ис-
пользуют в виде плакированного листа для сосудов очистительных
установок. Наплавку плакированного слоя выполняют проволо-
кой из стали, содержащей 25% Сг и 20% Ni, или, для наиболее
жестких эксплуатационных условий, проволокой из сплава на
никелевой основе. Можно также использовать проволоку из хро-
мистой стали (13% Сг).
Хромистые стали, содержащие 17 и 27% Сг, применяют реже.
Все ферритные нержавеющие стали подвержены отпускной хруп-
кости, а в стали с 27% Сг может возникнуть дополнительное ох-
240 .
Таблица 5.10
ческий состав, % (не более или диапазон) Механические свойства (не менее)
Мп Сг Ni Мо А1 Ti Nb Предел текучести, кгс/мм2 Предел прочности, кгс/мм2 Удлинение при разрыве, %
7 8 9 10 11 12 13 14 15 16
-- 1,00 11,5- 13,5 0,60 —. 0,10— 0,30 — — 18,9 42,5 21
2,00 17,5— 20,0 8,00— 11,0 — — — — 21,2 55,1 25
0,50— 2,00 17,5— 20,0 10,0 — — — — 20,4 52,0 25
0,50— 2,00 17,0— 20,0 7,5 — — 4-С — 21,2 55,1 25
2,00 17,0— 19,0 9,0— *12,0 — — 5-С— 0,70 — 21,2 52,8 40
0,50— 2,00 17,0— 20,0 . 9,0 — — — 10-С 21,2 55,1 25
2,00 16,5- 18,5 10,0 2,25— 3,00 — — — 21,2 55,1 25
2,00 16,5— 18,5 10,0 2,25— 3,0 — 4-С — 21,2 55,1 25
2,00 16,0*- 18,0 10,0— 14,0 2,00— 3,0 — — — 17,6 49,3 40
2,00 18,0— 20,0 11,0— 14,0 3,0- 4,0 — — — 21,2 55,1 25
рупчивание в результате образования сигма-фазы при высокой
температуре. Следовательно, такие стали мало пригодны для из-
готовления сосудов давления,'за исключением (сталь с 13% Сг)
их применения в виде плакированного листа.
Аустенитные хромоникелевые стали имеют три основные обла-
сти применения: для работы при отрицательных и высоких тем-
пературах и в коррозионных средах. Наиболее широко применяют
сталь 304 (см. табл. 5.10), которая содержит до 0,08% С, при-
годна для работы в условиях высоких и низких температур в кор-
розионных средах умеренной агрессивности. В Западной Европе
даже для менее жестких коррозионных условий часто применяют
стабилизированные стали 321 и 347.
Однако использование стабилизированных сталей оказывается
необходимым в любом случае, в том числе и для плакированного
листа, если сосуд подвергается термообработке после сварки
в обычном интервале температур, поскольку при этом в нестаби-
лизированной стали с 18% Сг и 8% Ni происходит выделение кар-
бидов. Стабилизированные стали также предпочитают при выборе
материала для службы при высокой температуре вследствие более
16 р. Никольс 241
высоких допускаемых расчетных напряжений по стандарту ASME
и другим стандартам.
Тем не менее при толщине стенки сварных конструкций, пре-
вышающей 20 мм, в нержавеющих сталях марок 321 или 347
существует опасность возникновения локальных трещин в свар-
ных швах. Этому виду дефектов не подвержены молибденсодержа-
щая сталь 316 и сплав инкаллой 800.
Толстостенные сосуды для работы при высокой температуре
из аустенитной нержавеющей стали не изготовляют. Когда рас-
четная температура слишком велика для ферритной легированной
стали, более экономичными по сравнению с целыми сосудами из
аустенитных сталей оказываются конструкции из плакированных
изнутри обечаек, изготовленных из углеродистой или низколеги-
рованной стали. В качестве облицовочного материала в данных
сосудах обычно используют такую аустенитную сталь, характе-
ристики которой соответствуют расчетной температуре.
5.5.5. Плакированный лист. Углеродистые и низколегиро-
ванные стали можно плакировать нержавеющей сталью различ-
ными способами. Одним из наиболее старых является способ рас-
катки. На поверхность плиты из нержавеющей стали, которую
будут соединять с перлитной сталью, наносят слой, например,
никеля. Этот слой вводят между плитой и основным металлом,
которые прихватывают сваркой, нагревают и прокатывают на
лист. Обычно две пары плит прокатывают одновременно, чтобы
нержавеющие поверхности были внутри и не контактировали с вал-
ками прокатного стана.
По способу, разработанному фирмой Колвилле, вначале на-
плавляют углеродистый металл на поверхность нержавеющей
плиты, а затем зачищают наплавленный слой до плоской поверх-
ности. Зачищенную наплавленную поверхность накладывают на
плиту из основного металла через прокладку из кипящей стали,
прихватывают сваркой и прокатывают на лист тем же способом,
что и в предыдущем случае. Используя оба способа, мржно полу-
чить плакированный лист с достаточно прочным сцеплением слоев,
чтобы он был пригодным для изготовления сосудов давления.
Однако при более жестких условиях службы сосудов давления
может потребоваться ультразвуковой контроль сплошности пла-
кирующего слоя с основным металлом.
Метод плакирования прокаткой пригоден для определенных
сочетаний материалов, например углеродистой или низколеги-
рованной сталей с ферритной или аустенитной сталями, никеля и
монельметалла (66% Ni; 31,5% Си; 1,5% Fe). Кроме того, хо-
рошее сцепление возможно только тогда, когда имеет место до-
статочная степень обжатия при прокатке. Поэтому максимальная
толщина плакированного таким способом листа не должна пре-
вышать 64 мм. Более толстые сечения или другие комбинации
сплавов требуют нанесения плакирующего слоя наплавкой или
взрывом. ,
242
Метод изготовления плакированного листа наплавкой за по-
следние годы получил большое распространение. Ручная наплавка
покрытыми электродами, будучи приемлемой для небольших по-
верхностей, например внутренняя часть штуцеров, оказывается
слишком дорогой для таких больших поверхностей, как обечайки
сосудов. При автоматической наплавке под слоем флюса с приме-
нением электродной сварочной проволоки имеет место значитель-
ное перемешивание плакирующего металла с основным в первом
слое. Это требует нескольких проходов при сварке, что снижает
производительность работ. Освоенный за последнее время метод
плакирования автоматической наплавкой с использованием в ка-
честве электрода ленты шириной 50 мм увеличил скорость наплавки
и одновременно снизил степень перемешивания так, что в отдель-
ных случаях удается выполнить плакирование за один проход [631.
Поскольку способ наплавки широко используют при изгото-
влении плакированного листа, весьма важно, чтобы параметры
дварочного процесса были детально отработаны и испытаны, в част-
ности, тщательно должна быть отрегулирована сила тока при на-
плавке, так как при слишком большой силе тока во время наплавки
под флюсом могут образоваться подповерхностные трещины. Эф-
фективный метод испытания плакировки наплавкой дается
в §VCL 43, части VIII—I, стандарта ASME.
Изготовление плакированного листа способом взрыва основано
на том, что направлением давления продуктов взрыва в сторону
основного металла через плакировочный металл достигают дина-
мического взаимодействия в условиях пластического деформиро-
вания поверхностных слоев материалов, а это обеспечивает их
плотное сцепление. Материалы, которые являются несовместимыми
при плакировании способом наплавки (например, сталь и титан),
можно прочно соединить способом взрыва [64]. Этот способ по-
лучил распространение в Западной Европе сравнительно недавно,
поэтому его преимущества и недостатки еще нельзя оценить пол-
ностью.
5.5.6. Материалы для многослойных сосудов. При изготовле-
нии многослойных цилиндрических сосудов применяют три ос-
новных способа: навивка полосы или рулонирование; бандажи-
рование тонким листом с последовательной сваркой (способ
Смита); последовательная насадка серии сварных цилиндриче-
ских обечаек (способ Струзерса—Уэллса или «мультивол»). Ос-
новным элементом во всех случаях является внутренняя (или
центральная) обечайка, которую изготовляют из материала, имею-
щего соответствующее сопротивление коррозии. На центральную
обечайку одним из указанных способов монтируют внешние
(укрепляющие) слои, а затем приваривают днища.
Одно из главных преимуществ последних двух способов заклю-
чается в том, что для изготовления внешних слоев редко исполь-
зуют легированные материалы. Обычно вполне подходит сравни-
тельно тонкий лист из простой углеродистомарганцевой стали.
16* 243
Использование этой стали сводит к минимуму проблемы сварки
и снижает риск хрупкого разрушения. Для многослойных сосу-
дов не является проблемой коррозия в водородной среде, поскольку
внешняя поверхность внутреннего сосуда сообщается с окружаю-
щей атмосферой.
Листовой материал или полосы в сосудах, получаемых первым
способом, обычно изготовляют из перлитной стали, которую при
навивке нагревают до температур, превышающих ее критическую
точку, а затем немедленно закаливают. Такая сталь склонна к об-
разованию трещин в среде водорода, однако на практике это не
является проблемой, поскольку.свариваемая полоса тонкого се-
чения (8 мм).
5.5.7. Цветные и другие металлы. Использование цветных
металлов для сосудов давления обычно бывает'продиктовано спе-
циальными требованиями, такими, как коррозионная стойкость.
Однако в некоторых случаях такие сплавы конкурируют со ста-
лями и в других областях применения. Например, для сосудов
давления с рабочими температурами*ниже —100° С разница в стои-
мрсти при использовании алюминия и никелевой стали (9% Ni)
незначительна, а оба эти материала более дешевы, чем аустенит-
ная хромоникелевая сталь. В Великобритании алюминий широко
применяют для сосудов давления, поэтому в стандарте BS 1500
имеется специальный раздел: часть 3. Алюминий.
Алюминий. Два основных недостатка ограничивают использо-
вание этого металла для сосудов давления: небольшая прочность
и низкая температура плавления. Последний недостаток затруд-
няет применение алюминия для оборудования по производству
углеводородов, где требуется длительный нагрев сосудов откры-
тым пламенем.
Низкую прочность алюминия можно повысить соответствую-
щим легированием. Однако алюминиевые сплавы более высокой
прочности, используемые в авиационных конструкциях, трудно
сваривать, и они плохо сопротивляются образованию трещин
вследствие коррозии под напряжением в агрессивных средах.
Наиболее широко применяют не подвергающиеся термообработке
сплавы алюминия, содержащие 1,25% Мп (марка N3); 2,75% Mg
и 0,75% Мп (по стандарту USASI 5454); 3,5% Mg (марка N5);
5% Mg (марка N6); Свойства листов из алюминия и алюминиевых
сплавов для сосудов давления приведены в табл. 5.11 [65,66].
Все указанные сплавы алюминия упрочняют растворением ле-
гирующих элементов в твердом растворе, поэтому свойства отож-
женного листа при сварке изменяются несущественно. Эти сплавы
обладают хорошей свариваемостью без образования трещин в свар-
ных соединениях, но в некоторых из них при сварке появляется
значительная пористость. По стандартам ASME и BS 1500 приме-
нение алюминиевых сплавов с 3,5 и 5% Mg ограничено темпера-
турой 66° С, так как при более высоких температурах могут вы-
деляться частицы 0-фазы внутри зерен в зоне сварных швов, что
244
Таблица 5,11
Сплав Марка сплава по стандарту Химический состав в % (не более или диапазон) Механические ' свойства (не менее)
BS 1477 ASTM В209 DIN 1745 Си Mg Si Fe Мп Ti Сг Условный пре- дел текучести, кгс/мм2 Предел прочно- сти, кгс/мм2 Удлинение при разрыве, %
Технически чи- стый алюми- ний Р1С-М 1100-0 A199F8 0,10 — 0,5 0,7 0,1 — — — 7,1 30
А1; 1,25% Мп NP3-M 3003-0 AlMnFlO 0,10 0,6 0,7 1,0— 1,5 0,2 — — 9,45 25
А1; 2,25% Mg NP4-M 5052-0 AlMg2F18 0,10 1,7— 2,8 0,6 0,5 1,0 0,15 0,25 — 18,9 12
Al; 5% Mg NP6-0 5456-0 AlMg5F27 0,10 4,5— 5,5 0,6 0,5 1,0х 0,15 0,25 11,0 26,8 20
NP8-0 5083-0 AlMg5F28 0,10 4,0— 4,9 0,4 0,4 0,5— 1,0 0,15 0,25 13,4 27,4 16
AlMgSi 1 По станда Сплав 1 рту BS 150 6061—Тб 0 допускается i AlMgSilF32 ^пользование спла 0,15— 0,40 та А1М| 0,8— 1,2 *Siтоль 0,4— 0,8 КО ДЛЯ 7 0,7 руб. 0,15 0,15 0,04— 0,35 24,6 29,6 , 10
делает сплавы чувствительными к образованию трещин из-за кор-
розии под напряжением. Другие сплавы пригодны для использо-
вания до температуры 204° С.
Для кованых сосудов применяют термообработанные сплавы
алюминия с магнием и кремнием HF9 и HF30. Сплав HF30 отли-
чается сочетанием хорошей прочности с относительно низкой стои-
мостью, однако его сварные соединения теряют в прочности и
могут быть склонны к образованию трещин. Сварочные трещины
можно свести к минимуму при использовании присадочных спла-
вов алюминия с 5 или 12% Si или 5% Mg. Однако наивысшую
прочность сварного соединения можно получить только при соот-
ветствующей термообработке растворением с последующим дис-
персионным твердением после сварки. По этой причине алюми-
ниево-магниево-кремниевые сплавы редко применяют для со-
судов давления, изготовляемых из листа, хотя сплав 6061 (HV 20)
по стандарту ASASI часто рекомендуют для трубопроводов, где
понижение прочности в кольцевых сварных швах не имеет суще-
ственного значения.
Алюминий применяют для работающих при низкой темпера-
туре сосудов — газгольдеров (например, для хранения жидкого
метана), для дистилляторов жидкого воздуха, для сосудов про-
изводства перекиси водорода, уксусной кислоты, азотной кислоты
и для многих других аппаратов химической и пищевой промышлен-
ности. Чистый алюминий является весьма коррозионно-устой-
чивым металлом, превосходящим многие другие сплавы. Поэтому
алюминий используют для работы в особо агрессивных коррозион-
ных условиях, например в контакте с азотной кислотой. Вслед-
ствие невысокой прочности алюминий часто используют также
для внутренней облицовки емкостей из углеродистой стали. Пла-
кированные алюминием стали не находят промышленного при-
менения, однако металлизированные и диффузионно насыщенные
алюминием стали используют для реакторов в нефтеперегонной
промышленности, где требуется высокая устойчивость в среде
сернистых соединений.
Медь. Выбор материала для сварных сосудов из меди или мед-
ных сплавов определяется требованиями коррозионной стойкости,
прочности и свариваемости [67]. Свариваемые сплавы, используе-
мые для изготовления обечаек сосудов давления, состоят из рас-
кисленной фосфором меди, кремнистой бронзы и алюминиевой
бронзы (табл. 5.12). Латуни (морская латунь, адмиралтейский
металл, алюминиевая латунь, мюнц-металл и т. п.) и медно-нике-
левые сплавы применяют для трубчатых пакетов теплообменников,
стойких к коррозии в соленой и морской воде.
Раскисление меди необходимо для исключения пористости и
охрупчивания при сварке сплавлением. Однако даже раскислен-
ные форфором сорта меди нелегко сваривать, особенно толстые
сечения. При сварке меди благодаря ее высокой теплопроводности
в сварных швах образуются такие дефекты, как холодные трещины
246
Таблица 5.12
Сплав Марка сплава по стандарту Химический состав, % Механические свойства (не менее)
BS 2875 ASTM DIN Си р Sn Al Fe Мп Si Предел прочно- сти, кгс/мм2 Удлинение при разрыве, %
Раскисленная фосфором медь С106 В152 № 122 17670 . SD-Cu 99,85 (мини- мум) 0,015— 0,080 — — — — — 21,3 35^
5%-ная фосфо- ристая бронза РВ102 В103 № 510 17670 CuSn6 Осталь- ное 0,02— 0,40 4,5- 6,0 — — — — 31,5 40
7%-ная алю- миниевая брон- за , СА106 В169 № 614 (сплав D) 17670 AlBz8Fe То же — 6,5— 8,0 2,0— 3,5 0,5 — 48,8 35
3%-ная крем- нистая бронза CS101 В96 № 655 17666 CuSi3Mn » — — — — 0,75— 1,25 2,75— 3,25 37,8 45
и недостаточное боковое проплавление кромок, поэтому уже при
умеренных толщинах требуется предварительный подогрев.
Сплавы меди, имеющие существенно более низкую теплопро-
водность, соответственно легче и свариваются. Особенно хорошо
сваривается кремнистая бронза. Однако этот сплав не часто ис-
пользуют в сосудах давления ввиду его чувствительности при вы-
сокой температуре к коррозии под напряжением в среде водяного
пара. Более часто применяют алюминиевую бронзу с 7% А1 и
2,5% Fe, которую во избежание сварочных трещин сваривают
присадочным сплавом меди с 10% А1. В листах из алюминиевой
бронзы в процессе прокатки или сварки могут образовываться
трещины, причины которых еще не' выяснены.
Сосуды из раскисленной меди используют в пивоварении и при
перегонке спиртов, для производства в небольших масштабах ор-
ганических растворителей, получения фосфорной кислоты и для
емкостей горячей воды (например, калориферы нагревательных
систем крупных зданий). Алюминиевую бронзу применяют для
корпусов теплообменников с соленой водой и для различных хими-
ческих аппаратов, например при производстве синтетического во-
локна.
Никель. Широкое применение в химической промышленности
и в ядерных реакторах имеют никель и его сплавы. Наиболее часто
используемые сплавы никеля обладают хорошей свариваемостью.
Широко используют также стальные листы, плакированные ни-
келем и никелевыми сплавами. Следовательно, лимитирующим
фактором при выборе материала в первую очередь является стой-
кость в химически активных средах [68].
Для сосудов давления наиболее важными сплавами на основе
никеля (табл. 5.13) являются: монель (66% Ni; 31,5% Си,
1,5% Fe); инконель (80% Ni, 15% Сг, 8% Fe); хастэллой В
(28% Мо, 5% Fe) и хастэллой С (16% Мо, 15,5% Сг, 3,5% W,
5,5% Fe). Большинство никелевых сплавов (например, сплавы
типа хастэллой) имеют высокую стоимость, поэтому в сосудах
давления их используют обычно как облицовочную ленту или
плакировочный материал для листов из углеродистой стали [69]
(см. ниже подраздел «Другие металлы»). Изготовление сосудов из
плакированного листа является наилучшим способом.
Чистый никель обладает весьма высоким сопротивлением воз-
действию каустической соды и других щелочей, за исключением
растворов аммиака. Монель также имеет высокую стойкость в кон-
такте с каустической содой, и, кроме того, его можно эксплуати-
ровать в среде морской воды и серной кислоты (любой концентра-
ции), а также в контакте с плавиковой кислотой в широком диа-
пазоне температур.
Инконель помимо широкого применения как жаропрочного
сплава является основным материалом для ядерных реакторов
с кипящей водой. Этот сплав имеет высокое сопротивление общей
коррозии и одновременно обладает достаточно хорошей стойкостью
248
Таблица 5.13
Спла ? Марка сплава по стандарту Химический состав, % Механические свойства (не менее)
BS 3072 ASTM DIN Ni Си Fe Сг Мо W V С Si Условный пре- дел текучести (Уо , кгс/мм8 Предел прочно- сти, кгс/мм2 Удлинение при разрыве, %
Никель NA11 В162 17740 Ni99,2 99,0 (мини- мум) 0,25 0,4 — — — — 6,15 0,15 9,4 40,9 35
Никель— медь (мо- нель) NA13 В127 17743 NiCu30Fe 63,0 (мини- мум) 28—34 2,5 — — — — 0,3 0,5 15,7 47,2 33
Никель— хром—же- лезо (ин- конель 600) NA14 В168 17742 NiCrl5Fe 72,0 (мини- мум) 0,70 6—10 14—17 0,2 0,5 15,7 55,1 30
Никель— железо— хром (ин- коллой 800) В409 30—35 0,75 Осталь- ное 19—23 — ♦ 0,1 21,1 49,3 30
Никель— молибден (хастэл- лой В) ВЗЗЗ Осталь- ное 4—6 1,0 26—30 0,2— 0,4 0,05 1,0 31,7 63,4 35
Никель— молибден— хром (ха- стэллой С) В334 17742 NiMol6Cr Осталь- ное 4—7 14,5— 16,5 15—17 3,0— 4,5 0,35 0,08 1,0 31,7 63,4 20
против коррозии под напряжением, за исключением особенно же-
стких условий. Инконель также используют для оборудования,
применяемого в производстве органических кислот, фенола и мно-
гих других химикатов.
Сплавы типа хастэллой являются кислотоупорными материа-
лами. Сплав хастэллой В предназначен в основном для работы
в контакте с соляной кислотой. Сплав хастэллой С имеет высокое
сопротивление по отношению к интенсивным окислителям, таким,
например, как хлорное железо.
Титан. Высокая стоимость титана исключает его применение
для массивных обечаек сосудов давления. Однако стальной лист,
плакированный титаном способом взрыва, в настоящее время ос-
воен промышленностью и находит успешное применение при изго-
товлении сосудов давления [64]. Другим технологическим реше-
нием является изготовление из титана внутренней оболочки, вста-
вляемой в стальной сосуд. В сосуде высокого давления должен
быть хороший контакт между оболочкой и сосудом. Плотное сце-
пление может быть достигнуто способом взрыва или благодаря
выполнению основных швов на внешней части сосуда после за-
прессовки внутренней оболочки.
Для химических установок в любом случае выбирают чистый
титан, так как коррозионная стойкость сплавов на основе титана,
как правило, ниже стойкости чистого металла. Титан используют
для оборудования, содержащего растворы солей, а в некоторых
случаях как заменитель сплавов на основе меди в трубах конден-
саторов. Реакторы, облицованные титаном, применяют в неко-
торых установках производства мочевины и в других химических
производствах.
Свинец. Традиционно свинец является металлом для емкостей,
содержащих серную кислоту при концентрациях до 96%. Вслед-
ствие очень низких механических свойств свинца в химической
промышленности обычно используют стальные сосуды, облицо-
ванные свинцом. Это может быть сделано вручную или погруже-
нием стали в ванну с расплавленным свинцом. Облицованный
свинцом стальной лист имеет высокую стоимость, поэтому за
последние годы свинец все реже применяют в химической про-
мышленности, особенно для сосудов.
Другие металлы. Многие металлы, которые имеют специаль-
ное применение благодаря их высокой коррозионной стойкости,
слишком дороги для использования в массивных конструкциях
сосудов давления. Применительно к стальным сосудам эти ме-
таллы используют в качестве облицовочных или плакировочных
материалов, а также для изготовления внутренних тонкостенных
оболочек многослойных сосудов. Применяют разнообразную тех-
нологию нанесения внутренних коррозионно-стойких покрытий и
сборки многослойных и плакированных сосудов.
Следует подчеркнуть, что успешное использование тонкостен-
ных внутренних оболочек возможно только в сосудах небольшого
250
Рис. 5.15. Рекомендуемое расположе- 1т:„=50мм lmin‘50»n
ние сварных швов внутренней плакиг
ровки сосудов
размера, допускающих сборку
внутреннего и наружного ци-
линдров с требуемым контактом
'(натягом) между ними. Суще-
ствует опасность, что внутрен-
ний слой плакировки может
быть поврежден в результате ма-
лоцикловой усталости. В прин-
ципе для крупных сосудов эту
проблему можно решить, изготовляя многослойные конструкции
с внутренней оболочкой из коррозионно-стойкого металла по
технологии, описанной для титана. Однако для слишком дорого-
стоящих металлов требуемая внутренняя оболочка достаточной
толщины может оказаться неэкономичной.
Если коррозионно-стойкие металлы выпускают в виде тонкой
ленты, то применим способ облицовки наплавкой внутренней по-
верхности стального сосуда. При этом ленту шириной около
100 мм наплавляют на полностью изготовленные обечайки. В слу-
чае рассматриваемых специальных материалов следует исключить
возможность загрязнения сварных швов металлом основной сталь-
5ной обечайки, как рекомендовано [69] на рис. 5.15.
Поскольку облицовка лентой является дорогостоящим про-
цессом, обычно предпочитают изготовлять сосуды из плакирован-
ного листа. Развитие нового способа плакирования взрывом от-
крыло возможность использования для плакирования таких ме-
таллов, как, например, тантал. Это расширило номенклатуру кор-
розионно-стойких специальных материалов, потенциально при-
годных для применения в конструкциях сосудов давления.
ЛИТЕРАТУРА
1. ’Metals Handbook', American Society for Metals, 8th edition, 1961.
2. Gackenbach, R. E. (1960). Materials Selection for Process Plants'. Reinhold,
New York.
3. La Que, F. L. and Copson, H. H. (1963). ’Corrosion Rasistance of Metals
and Alloys', 2nd edition, ACS Monograph No. 158. Reinhold, New York.
4. Lee, J. ’A. (1950). Materials of Construction for Chemical Process In-
dustries'. McGraw-Hill, New York.
5. Parker, M. E. (1962). ’Pipeline Corrosion and Cathodic Protections:
A Field Manual'. Gulf Publishing Company, Houston, Texas.
6. Rabald, E. (1968). Corrosion Guide', 2nd revised edition. Elsevier, Am-
sterdam.
7. Rabald, E. (1948). ’Dechema-Werkstoff-Tabelle'. Dechema, Frankfurt-
am-Main.
8. Ritter, F. (1956). ’Korrosionstabellen nichtmetallischer Warkstoffe'.
Springer-Verlag, Vienna.
9. Ritter, F. (1958). ’Korrosionstabellen metallischer Warkstoffe'. Springer-
Verlag, Vienna.
251
10. Uhlig, H. H. (ed.) (1948). Corrosion Handbook*. John Wiley, New York.
11. Uhlig, H. H. (1953). Corrosion and Corrosion Control*. John Wiley, New
York.
12. Shreir, L. L. (ed.) (1963). Corrosion*, 2 vols. Newnes, London.
13. Nelson, G. A. (1960). Corrosion Data Survey, Shell Davelopment Company.
14. Nelson, G. A. (1966). When to use low alloy steel for hydrogen service.
Hydrocarbon Processing 45 (5), 201.
15. Lancaster, J. F. (1969) Material Selection for Petroleum and Petrochemical
Plant*, The Chemical Engineer, March 1969, CE 67.
16. NACE Technical Committees Report, Recommendations on Materials for
Sour Service*. Materials Protection, March, 89—96, 1963.
17. Kay, V. B. (1968). Titanium and its alloys, Part 1. The Engineer. March, 405.
18. Coating slows tube bundle corrosion. Oil Gas J.. 23 January, 94—5, 1967.
19. BS Code of Practice 3003: Part 1: 1967.
20. Technical Report on Rubber Linings. Publication No. 6113, National
Association of Corrosion Engineers (NACE); Houston, Texas.
21. Corrosion and Protection of Metals. Institution of Metallurgists, London,
1965.
22. Technical Report on Brick Linings. Publication No. 57-6, National Associa-
tion of Corrosion Engineers (NACE), Houston, Texas.
23. Fuller, W. and Pierce, R. R. (1962). Pre-stress non-metallic vessel linings—
Part 3. Chem. Eng. Pregr. 58 (8), 77—80.
24. Technical Report on Glass Linings. Publication No. 60-16, National Asso-
ciation of Corrosion Engineers (NACE), Houston, Texas.
25^ Vacuum degassing of steel. Iron Steel Inst. (London), Spec. Rep. No. 92,
1965.
26. Glen, J., Johnson, R. F., May, M. J. and Sweetman, D. (1967). High tempe-
rature properties of steels. Iron Steel Inst. (London), Spec. Rep. No. 97, 159—224.
27. Glen, J., Johnson, R. F., May, M. J. and Sweetman, D. (1967). High tem-
perature properties of steels. Iron Steel Inst. (London), Spec. Rep. No. 97, 223.
28, Pickering, F. B. and Gladman, T. (1963). Metallurgical developments
in carbon steels. Iron Steel Inst. (London), Spec. Rep. No. 81, 10—20.
29. Irvine, K. J. (1967). Strong tough structural steels. Iron Steel Inst. (Lon-
don), Spec. Rep. No. 104, 1—10.
30. Woodhead, J. H. and Quarrell, A. G. (1965). J. Iron Steel Inst. (London)
203, 605—20.
31. Kubaschewski, O. and Hopkins, В. B. (1962). ’Oxidation of Metals and
Alloys', 2nd edition. Butterworths, London.
32. Baker, R. G. and Younger, R. M. (1961). Brit. Welding J. 8, 519—87.
33. Oak Ridge National Laboratory Report ORNC-TM-51.
34. Case, S. L. and Van Horn, K. R. (1933). Aluminium in Iron and Steel*,
pp. 243—53. John Wiley, New York.
35. Smith, G. O. and Royle-, B. W. (1956). Trans. Am. Soc. Metals 48, 320—326.
36, Wilson, J. G. (1957). Graphitisation of Steel in Patroleum Refinery Equip-
ment. Welding Resbarch Council Bulletin No. 32.
37. Grossmann, M. A. and Bain, E. C. (1964). Principles of Heat Treatment.
American Society of Metals, Ohio.
38. Molybdenum. Climax Molybdenum Company, New York, 1962.
39. Baker, R. G. and Mercer, W. L. (1967). Matallurgical aspects of high tempe-
rature reformer furnace alloys. J. Inst. Gas Engrs 7, 38—59.
40. Skinner, E. N. and Moran, J. J. (1958). Which alloy for high temperature
processes? Petrol. Refiner December, 133—40.
41. Barr, R. R. and Glen, J. (1967). High temperature properties of steels.
Iron Steel Inst. (London), Spec. Rep. No. 97, 227.
42. Halliday, W. G. and Noone, M. J. (1961). Steels for Reactor Pressure
Vessels, pp. 207—239. Iron and Steel Institute, London.
43. American Welding Society, ’Welding Handbook*, vol 4. Macmillan, Lon-
don, 1961.
44. Lancaster, J. F. (1965). ’The Metallurgy of Welding, Brazing and Soldering*.
Allen & Unwin, London,
252
45. Linnert, G. E. (1965). Welding Metallurgy. American Welding Society,
New York.
46. Seferian, D. (Transl. E. C. Bishop) (1962). ’The Metallurgy of Welding*.
Chapman & Hall, London.
47. Cottrell, C. L. M. (1965). Factors affecting the fracture of high-strength
steel. J. Iron Steel Inst. (London) 203, 597—604.
48. Granjon, H. P. (1962). Studies in cracking of and transformation in steels
during welding. Welding J. 41, 1-s—11-s.
49. Smith, N. and Bagnall, В. I. (1968). The influence of sulphur on heat
affected zone cracking. Brit. Welding J. 15, 63—9.
50. Hewitt, J. and Murray, J. D. (1968). The effect of sulphur on the production
and fabrication of carbon-manganese steel forgings. Brit. Welding J. 15, 151—7.
51. Boniszewski, T. and Moreton, J. (1967). The effect of micro-voids and
manganese sulphide inclusions in steel on hydrogen evolution and embrittlement.
Brit. Welding J. 14, 321—36.
52. Burdekin, F. M. et al. (1968). Selection of weldments to avoid fracture
initiation. Brit. Welding J. 15, 590—600.
53. BWRA Bulletin 7 (6), July 1966.
54. Debarbadillo, J. J., Pense, A. W. and Stout, R. D. (1966). Welding J. 45,
357-s.
55. Murray, J. D. (1967). Stress relief cracking in carbon and low alloy steels.
Brit. Welding J. 14, 447—56.
56. Naiki, T., Yamazaki, Y., Manage, Y. and Okabayasi, H. (1964). Stress
relief cracking in heat affected zone. J. Japan Welding Soc. 33 (9), 710—25.
57. Younger, R. N., Borland, J. C. and Baker, R. G. (1961). Heat affected
zone cracking of austenitic steels. Brit. Welding J. 8, 575—8.
58. Keating, F. H. (1956). Chromium—Nickel Austenitic Steels*. Butter-
worths, London.
59. Lancaster, J. F. and Nichols, R. W. (1970). Fabrication of Pressure-resistant
Holders, IVth Congress of European Coal and Steel Community—to be published.
60. Metals Handbook*, American Society for Metals, 8th edition, p. 586,
1961.
61. Carpenter^O. R. and Emmanuel, G. N. (1966). The Use of Quenched and
Tempered 2*4 Cr—1 Mo Steel for the Fabrication of Advanced Design Pressure
Vessels. ASME Symposium ’Heat Treated Steels for Elevated Temperature Service*,
ASME, New York.
62. Eschenbrenner, G. P., Honigsberg, C. A. and Impagliazzo, A. M. (1967).
Fabrication Problems with Heavy Pressure Equipment for Large Ammonia Plants,
Joint meeting of Inst. MIQ and Al Chem. Eng., Mexico City, September 1967
(Preprint).
63. Norcross, J. (1965). Welding Eng. October, pp. 53—5; jbid., Almqvist, G.
and Egemar, N., p. 56.
64. Stone, J* M. (1969). Applications of explosion-bonded clads. Metal Construc-
tion 1, 29-34.
65. Holt, M., Kaufman, J. G. and Wanderer, E. T. (1962). Aluminium and
Aluminium Alloys for Pressure Vessels. Welding Research Council Bulletin No. 75.
66. Institution of Mechanical Engineers: Symposium on Aluminium Pressure
Vessels, London, 1958.
67. Weaver, V. P. and Imperati, J. (1961). Copper and Copper Alloys for Pres-
sure Vessels. Welding Research Council Bulletin, No. 73.
68. See the publications of the International Nickel Company, e. g. ’Huntington
Alloys*, International Nickel Company/ Huntington Alloy Products Division,
Huntington, West Virginia, USA.
69. Fabrication of Hastelloy Alloys. Stellite Division, Cabot Corporation.
70. Steels for Elevated Temperature Servire. United States Steel, 1961.
71. Nichols, R. W. (1969). Reheat Cracking. Welding in the World 7 (4) 244.
Глава 6
ИЗГОТОВЛЕНИЕ
Главным фактором при изготовлении сварных сосудов, рабо-
тающих под давлением (сосудов давления), является марка стали,
ее химический состав и источник приобретения. Так как со стои-
мостью всегда приходится считаться, то необходимо, чтобы изго-
товитель и поставщик сотрудничали вместе на первой стадии про-
цесса конструирования. Выбор материала может оказать влияние
на все этапы изготовления.
6.1. Контроль материала листа
Выбирая материал листа, следует помнить, что другие состав-
ные части сосудов давления могут быть изготовлены из поковки,
труб и т. п. Следовательно, проверять надо не только материал
листа, но и материалы, из которых изготовлены составные части
сосудов, только методы контроля должны быть изменены.
Изготовитель стали проводит химический анализ материала и
определяет его механические свойства, а также подвергает листы
визуальному осмотру и контролю неразрушающими методами.
В современном производстве особо важное значение имеет уль-
тразвуковой контроль стальных листов.
6.1.1. Ультразвуковой контроль. Ультразвуковой контроль [1]
относится к неразрушающим методам контроля и является прони-
кающим и высокочувствительным методом. Изготовителям важно
знать, что в прошлом несколько сосудов, которые находились
на стадии, близкой к завершению, фактически были забракованы
из-за дефектов, обнаруженных во время одной из последних ме-
ханических обработок, которой они могли быть и вызваны. Это
явилось специфической проблемой при изготовлении барабанов
котлов, для которых одной из последних операций должна быть
механическая обработка большого числа трубных отверстий. Эта
операция отчетливо выявляет расслоения и усадочные дефекты
в материале листа.
Такие дефекты листа легко обнаружить ультразвуковым ме-
тодом контроля, и расшифровка результатов не представляет
трудности. Объемные дефекты, образующиеся из-за усадочной
раковины слитка, принимаются при браковке как основные. Изо-
лированные расслоения с небольшой площадью обычно допу-
скаются при условии, что они не являются сквозными.
254
Рис. 6.1. Схема ультразвукового контроля листов
К наибольшим помехам для ультразвуко-
вого контроля относится высокое содержание
неметаллических включений в металле. Суль-
фидные включения, например, оказали отрица-
тельное влияние на качество швов (расслоение)
при изготовлении сосудов, работающих под
давлением, когда впервые была применена дуго-
вая сварка под слоем флюса.
Дефект, называемый поперечным расслое-
нием (lamellar tearing), образуется при возник-
новении значительных сварочных напряжений, направленных по
толщине листа. Этот дефект связан.также с чрезмерным содер-
жанием в стали неметаллических включений.
В зависимости от количества этих включений трудно получить
точные сведения о качестве металла, применяя ультразвуковой
контроль.
Слишком низкое содержание серы [2, 3 ] может привести к тому,
что некоторые участки стального листа будут перенасыщены во-
дородом. В результате этого в зоне термического влияния сварки
металла может постепенно создаваться избыточное давление во-
дорода, которое приводит к образованию трещин.
Учитывая изложенное выше, можно правильно расшифровать
сигналы при использовании ультразвукового контроля.
6.1.2. Рекомендации по ультразвуковому контролю листа.
Для обнаружения основных дефектов (усадочные раковины, лик-
вация) исследуют центральную зону листа вдоль трех направлений.
Для определения дефектов на кромках листа, например рас-
слоений, которые могут оказать влияние на качество сварки, ис-
следуют зоны листа около кромок. Однако этим методом иссле-
дуют не только кромки. Ультразвуковой контроль становится
преимущественным неразрушающим методом исследования свар-
ных швов, особенно швов толстостенных сосудов, поэтому при
предварительном контроле листа необходимо знать, имеются или
нет дефекты, допустимые по типу или величине с точки зрения их
влияния на процесс сварки или на последующие эксплуатацион-
ные качества, но которые могут мешать получить правильный ре-
зультат при окончательном ультразвуковом контроле. Важно
также определить качество листа в тех зонах, где должны присоеди-
няться основные патрубки и другие детали.
Рекомендуемый пример ультразвукового контроля показан
на рис. 6.1, который является настолько типичным, что был вклю-
чен в стандарт В 4336. Часть 1А, 1968 [4].
Следует помнить, что повышение надежности контроля яв-
ляется одним из факторов, которые принимались во внимание при
Установлении пониженных запасов прочности в современных про-
ектах стандартов, установленных почти повсеместно.
255
6.2. Обработка листа по размеру
Стальной лист после термообработки можно довести до задан-
ных размеров и точности, применяя следующие методы: механи-
ческую обработку кромок, газовую резку, плазменную газовую
резку.
6.2.1. Механическая обработка. Механическую обработку кро-
мок под сварку экономично использовать для относительно тонких
листов. Если метод сварки требует прямоугольной разделки (на-
пример, для электрошлаковой сварки), то это не представляет
больших трудностей. Однако при подготовке кромки листа для
V-образного или Х-образного стыкового сварочного шва станок
должен достаточно жестко зажимать лист около кромок, чтобы
выправить небольшую волнистость, которая наблюдается при
обработке тонких листов. Обычно при наличии соответствующего
оборудования и использовании стандартного метода резания серь-
езных проблем не возникает, за исключением, возможно, затруд-
нений, возникающих при механической обработке нержавеющих
аустенитных сталей.
6.2.2. ' Газовая резка. Вспомогательным методом подготовки
кромок является газовая резка, которая позволяет без увеличе-
ния капитальных расходов отрезать все четыре кромки листа без
необходимости его перемещения. Обычно простейший и наиболее
экономичный способ — иметь четыре резака для четырех кромок
и отрезать одновременно две параллельные стороны. Волнистость'
листа можно компенсировать плавающей ^следящей) головкой ре-
зака, которая следует за небольшими неровностями поверхности
у кромок листа.
При резке малолегированных сталей особенно следует уделять
внимание нескольким факторам. Основным из них является пред-
варительный недогрев перед резкой (для сталей, склонных к упроч-
нению), который позволяет избежать растрескивания кромок.
Например, при газовой резке 2,25% Сг, 1% Мо стали соот-
ношение между максимальной твердостью кромки и температурой
предварительного подогрева составляет:
Температура в °C ............ О 50 100 150 200
Твердость по Виккерсу...... 410 400 390 305 315
Рис. 6.2. Кромка листа из аустенитной стали после резки плазменной дугой
256
Рис. 6.3. Машина для газовой
или плазменно-дуговой резки
Из приведенных данных следует, что твердость достигает ми-
нимального значения при температуре предварительного подо-
грева около 150° С.
6.2.3. Плазменная резка. Известно, что для нержавеющей
стали способ газовой резки не пригоден. Из-за окисления хрома,
содержащегося в стали, при резке образуется тугоплавкий оки-
сел хрома. Чтобы кромки после резки не становились тугоплав-
кими, в процессе резания вводят некоторый материал, например
окись железа, который расплавляет окислы хрома и образует
шлак; его удаляют струей кислорода. Кромка после газовой резки
получается удовлетворительной. Одним из наиболее перспектив-
ных способов является плазменно-дуговая резка, которая обеспе-
чивает очень чистые кромки (рис. 6.2).
На рис. 6.3 показана машина для газовой или плазменно-дуго-
вой резки. Принцип создания плазменной дуги показан схемати-
чески на рис. 6.4. Дуга при напряжении
порядка 200 В возникает между вольфра-
мовым электродом и разрезаемым изде-
лием. Электрод располагается внутри
мундштука, так что инертный газ, напри-
мер аргон (или смесь газов), должен про-
ходить через зону дуги, где он нагревается
До температуры, достаточно высокой для
того, чтобы ионизироваться.
Рис. 6.4. Принцип плазменно-дуговой резки:
Л — аргоно-водородная или азотно-водородная смесь; [
Б — вода; В — дуга; / — электрод; 2 — наконечник L
горелки; 3 — деталь
17 р. Никольс
6.3. Вальцовка листов
6.3.1. Корпусные листы. Гибку листов в обечайки обычно
проводят на вальцах (рис. 6.5). Так как верхний валок может пере-
мещаться в вертикальном направлении, то можно использовать
листы любой толщины и выполнять обечайки требуемых размеров.
Два нижних валка могут вращаться и перемещаться в горизон-
тальном направлении. Последняя особенность дает возможность
получать кромки обечаек требуемых радиусов (рис. 6.6). Опера-
цию по закруглению кромки можно выполнить перед основной
операцией гибки или после нее; последнее обычно считается более
приемлемым. Было установлено, что на этом оборудовании при
горячей вальцовке за один нагрев лист формуется в обечайку
с почти сходящимися кромками.
При -горячей вальцовке предусматривается припуск на тол-
щину листа из-за уменьшения ее в процессе окисления в печи.
Так как обычно используют температуру нагрева порядка 900—
1000° С, то потери от окисления составляют заметную величину
и часто для их компенсации увеличивают исходную толщину
листа на 2—3 мм.
При холодной вальцовке, особенно листов небольшой тол-
щины, важно помнить, что удлинение боковой поверхности огра-
ничено. Удлинения порядка 30—50%, достигнутые при лабора-
торных испытаниях на изгиб, не требуются в промышленном про-
изводстве и невозможны на широких листах из-за стеснения
поперечной деформации. Обычно максимально допустимое удлине-
ние составляет 4—5%, и в таких случаях важно, чтобы на наруж-
ной поверхности не было заметных дефектов, так как даже нали-
Рис. 6.5. Оборудование для вальцовки листа
258
чие незначительных дефектов может привести к хрупкому раз-
рушению, распространяющемуся на весь лист. Практика пока-
зала, что вероятность неисправимого повреждения листа суще-
ственна, когда его толщина равна приблизительно 50 мм и больше.
В настоящее время имеется возможность теоретически оценить
фактор толщины, основанный на линейной механике разрушения,
который описывает поведение лиртов при холодной гибке в зави-
симости от вязкости материала, степени холодной деформации и
толщины.
При холодной вальцовке обычно вся подготовка и сварка (т. е.
подготовка кромок для кольцевых стыков так же, как продоль-
ных) проводится перед вальцовкой листа; при этом важно, чтобы
обечайка получалась с минимальным «перекосом». Небольшой
перекос допускается, так как при окончательной сборке обечаек
под сварку не требуется прикладывать слишком больших усилий
для устранения перекоса.
При горячей вальцовке подготовку кромок под сварку проводят
после процесса вальцовкй. Подготовку продольных кромок более
экономично выполнять с помощью портативной установки для га-
зовой резки (рис. 6.7), а подготовку кольцевых кромок можно
провести или механической обработкой (рис. 6.8), или газовой
резкой (рис. 6.9).
6.3.2. Лист для днищ. В случае тонких листов наиболее
дешевым способом изготовления днищ для сосудов является хо-
лодная штамповка. В начале 70-х годов получил развитие про-
цесс горячего выдавливания днищ из более толстого материала.
В этом процессе днище формуется на внутренней оправке при
помощи обкатки наружным роликом. Для листов большой тол-
щины используют мощные прессы (рис. 6.10). Эти устройства
Рис. 6.6. Последовательность вальцовки листа:
1—6 — последовательность операций
17*
259
Рис. 6.7. Установка для подготовки кромок для свар
кого шва газовой резкой
Рис. 6.8. Установка для механической подготовки кольцевого сварного шва
260
Рис. 6.9. Машина для подготовки разделки для кольцевого свар-
ного шва газовой резкой
являются дорогостоящими, но они необходимы для формовки
днищ, имеющих такие размеры, что их необходимо штамповать
из нескольких листов, которые впоследствии свариваются. Для
этого процесса необходимы пуансоны с разными размерами, что
ведет к удорожанию процесса. При изготовлении днищ полусфе-
рической формы следует учитывать утонение' выпуклой части
днища и утолщение листа вблизи кромок (последнее легко устра-
няется при механической обработке кромок под сварку). Утоне-
ние листа выпуклой части днища зависит от исходной толщины
листа. Существует линейная зависимость между номинальной
толщиной листа и величиной утонения при штамповке для полу-
сферических днищ, имеющих диаметры 1370—1830 мм. Толщина
листа при номинальном значении 76,2 мм уменьшается примерно
на, 6,4 мм, а при номинальной величине 152,4 мм — на 20,6 мм.
Если размеры днища такие, что однократная операция фор-
мовки невозможна, отдельные листы штампуют до требуемого
профиля и затем сваривают. Специальные меры предосторожности,
которые следует предусмотреть при сварке, не дают возможности
развиться короблению, которое в последующем нельзя исправить.
В заключение следует подчеркнуть, что каждый из описанных
процессов формовки днищ может оказать влияние на свойства
материала, поэтому следует уделять особое внимание точному
определению свойств материала, методам испытаний и выбору
технологических режимов, а также процессу контроля качества
листов, заготовок и сварных соединений днищ.
261
Рис. 6.10. Пресс мощностью 2000 т для гибки толстых листов
6.4. Сварка прямолинейного шва
6.4.1. Электрошлаковый процесс. Для сосудов давления, имею-
щих толщину, листа, превышающую 50—75 мм, наиболее эконо-
мичной является электрошлаковая сварка. Этим методом можно
сваривать листы большой толщины за один проход. Плавление
слоя шлака, который покрывает металл сварного шва, осуще-
ствляют одним или несколькими электродами. Температура шлака
поддерживается электронагревом: электрический ток проходит
от электрода через слой шлака в наплавленный металл и затем
в материал листа. Подготовка разделки сварного шва для каждого
листа включает обработку прямоугольной кромки, перпендику-
лярной поверхности листа. Свариваемые детали собираются так,
чтобы между кромками образовался зазор шириной примерно
30 мм. Так как сварку выполняют в вертикальном положении,
то жидкий наплавляемый металл и расплавленный флюс удер-
живают в зазоре между кромками водоохлаждаемыми медными
башмаками, которые передвигаются вдоль сварного шва вместе
со сваривающей головкой, с которой они скреплены. 4
262
Сварка начинается с установки и приварки выводной планки
или скобы к нижнему краю стыка. Выводная планка служит для
установления необходимого зазора между кромками с одного конца
стыка. Для установки зазора вдоль всей длины стыка имеются два
метода.
Первый метод — к обеим кромкам приваривают достаточно
прочные стяжки нужной длины на соответствующем расстоянии
одна от другой. Этот метод достаточно прост, но сопряжен со зна-
чительными дополнительными трудозатратами. Второй метод ме-
нее дорогостоящий — зазор устанавливают помещением несколь-
ких мерных клиньев между кромками, которые затем выбивают
при приближении сваривающей головки.
Помимо простоты и высокой скорости сварки, одной из поло-
жительный особенностей электрошлаковой сварки является от-
сутствие дефектов, если процесс проведен нормально.
Однако электрошлаковая' сварка имеет два существенных не-
достатка. Во-первых, хотя кольцевые швы можно сваривать этим
методом, преимущества в стоимости в этом случае не так очевидны,
как при сварке прямолинейных швов. Во-вторых, наплавленный
металл получается крупнозернистым и должен быть улучшен
процессом нормализации. Крупнозернистая структура затрудняет
получение надежных результатов ультразвукового контроля. Од-
ним из методов решения проблемы размера зерна должна быть раз-
работка процесса, при котором сварное соединение получалось бы
с зернами приемлемых размеров без необходимости последующей
термообработки нормализацией.
Было проверено несколько способов (ультразвуковая вибра-
ция, легирующие добавки и т. д.), но только некоторые из них
дали положительные результаты [5, 6].
Один из методов, регулирующих размер зерна после сварки,
заключается в.выборе таких параметров хварки, чтобы наплавлен-
ный металл расплавлял металл боковых кромок соединения без
чрезмерного провара и с такой скоростью подачи головки, при
которой наплавленный металл достаточно быстро затвердевает.
Эти условия достигаются при скоростях в 2—4 раза больших, чем
при обычном процессе. Типичными результатами, получаемыми
при таком методе измельчения зерна, является макроструктура
сварных швов 2,25% Сг, 1% Мо стали (рис. 6.11). В результате
испытаний на растяжение образцов из наплавленного металла
после снятия напряжений при -650° С были получены следующие
свойства: предел текучести при растяжении 42,9 кгс/см2; предел
прочности 71,4 кгс/см2; относительное удинение 50,8 мм (24%);
относительное сужение 63 %
6.4.2. Дуговая сварка под слоем флюса. Трудности, возникаю-
щие при применении электрошлакового процесса для сварки коль-
цевых швов, связаны с тем, что:
1. Устройство для охлаждения сварного шва более сложное
и дорогостоящее, чем простые водоохлаждаемые медные башмаки,
263
Рис. 6.11. Макроструктура электрошлакового сварного шва толщиной 139,7 мм
и значения ударной вязкости по Шарпи в кг»м при температуре —15° С:
а — макроструктура; .6 — ударная вязкость
прикрепляемые к сварочной головке, используемой для продоль-
ных прямых швов.'
2. Как правило, возникает проблема получения удовлетвори-
тельного соединения при «замыкании» шва. Обычно эта проблема
успешно решается при использовании выводной планки, прива-
риваемой к внутренней поверхности обечаек, которая направляет
жидкий металл в зазор между свариваемыми кромками. При за-
мыкании шва жидкий наплавленный металл направляется на вто-
рую выводную планку, расположенную так, что происходит рас-
плавление начала сварного шва. Эти две планки с излишним на-
плавленным металлом затем должны удаляться газовой резкой;
после этого поверхности сварного шва в зоне замыкания выравни-
вают абразивным или механическим инструментом.
Так как эти операции в сочетании с термической обработкой
(нормализацией) относительно дорогостоящие, то для кольцевых
швов используют обычно дуговую сварку под флюсом, особенно
для крупных сосудов, работающих под давлением и имеющих
кольцевые швы.
Сварка под флюсом является более дешевым процессом, чем
электрошлаковая сварка для листов толщиной приблизительно
до 44,4 мм или несколько больше, где процесс сварки под флюсом
может привести к удовлетворительным механическим и другим
свойствам без необходимости применения многослойной сварки.
Процесс дуговой сварки под слоем флюса достаточно хорошо
известен и широко используется. Изменение в процесс вводят глав-
ным образом из соображений стоимости и простоты применения.
В связи с этим стоит остановиться на процессе односторонней
сварки. Сварке обычно предшествует подготовка кромок
(рис. 6.12), где применяют подкладку, которая после сварки дол-
жна удаляться. При последующем неразрушающем контроле
264
корня шва (предпочтительно, магнитным методом) не должны об-
наруживаться небольшие поверхностные трещины, образующиеся
в углах, где подкладка соприкасается с материалом свариваемых
элементов.
Для того чтобы увеличить скорость сварки, в настоящее время
большое внимание уделяют использованию сварочных головок
с двумя или тремя электродами, каждый из которых имеет свой
собственный источник энергии [7]. При использовании стандарт-
ных процессов должно уделяться внимание механическим свой-
ствам наплавленного металла, так как с увеличением производи-
тельности сварки можно не получить желаемых характеристик.
Кроме того, при использовании одновременно двух или трех элек-
тродов для кольцевых швов существуют минимальные диаметры,
с которыми можно работать, так как если диаметр является слиш-
ком малым, то контроль за ванной расплавленного металла нахо-
дится за пределами возможностей сварщика. Установленных же-
стких пределов минимальных диаметров обечаек,, которые могут
быть сварены этим способом, нет, но ориентировочно руководство-
ваться можно следующим: для двух электродов минимальный диа-
метр кольцевого шва составляет около 1,8 м, а для трех электро-
дов 2,4 м.
Для листов толщиной 25 мм и больше (до значений порядка
150 мм и даже больше) дуговая сварка под флюсом давала отлич-
ные результаты. Худшими были результаты при сварке листов
небольшой толщины: наблюдались многочисленные изолирован-
ные поры и недостаточное проплавление при использовании
Х-образной разделки.
По этим причинам заслуживает внимания новая технология
сварки, предложенная сначала в СССР и несколько позднее
в Англии. По этой технологии подготовка соединения листов тол-
щиной приблизительно до 3,2 мм заключается в получении пря-
мого зазора; точность зазора устанавливают щупом требуемой
толщины, который прикрепляют к сварочной головке. К головке
прикреплен также водоохлаждаемый медный башмак, который
передвигается вдоль обратной стороны сварного шва (рис. 6.13).
При таком процессе сварки под флюсом уменьшаются случаи
появления дефектов.
Несмотря на то что противоположную поверхность наплавлен-
ного металла необходимо механически обработать, чтобы устра-
нить неизбежные неровности, расши-
ряющийся производственный опыт ис- _______________I"' I I___
пользования этого способа можно счи- / | I I
тать вполне положительным. В табл. 6.1 I \ I
указаны величины параметров сварки /I \
Рис. 6.12. Подготовка одностороннего сварного I / I 1
шва для многослойной дуговой сварки под слоем / 1 / 1 1
флюса
265
Таблица 6.1
Параметры Значения параметров при толщине листа, мм
25,4 38,1 50,8 76,2 101,6 114,3 127,0 152,4
Х-образный сварной стыковой шов, одна проволока, переменный ток, пер- вая сторона:
напряжение, В 35 36 — — — — — —
сила тока, А 950—1025 1150—1200 — — — — — —
скорость сварки, мм/мин 304,8 304,8 — — — — — —
диаметр сварочной проволоки, мм 6,35 6,35 — — .— — — —
То же, вторая сторона: !
напряжение, В 38 40 — — — — — —
сила тока, А 1150—1250 1575—1675 — — — — — —
скорость сварки, мм/мин 254 216 — — — — — —
диаметр сварочной проволоки, мм 6,35 7,80 — — — — — —
Кольцевой шов, одна проволока, пере- менный ток:
напряжение, В — — 30—32 30—32 32 34—36* 32 32
сила тока, А . / — j 500—650 500—650 500—650 650 * 500—650 475—650
скорость сварки, мм/мин — 304,8— 254 330,2— 228,6 279,4— 203,2 304,8— 355,6 279,4— 203,2 304,8— 228,6
число слоев — — 22 36 47 58 66 89
Продолжение табл. 6.1
Параметры Значения параметров при толщине листа, мм
25,4 38,1 50,8 76,2 101,6 114,3 127,0 152,4
Кольцевой шов, две проволоки, по- стоянный то к/переменный ток:
напряжение, В — — — — — 34 **— 38 *** — —
сила тока, А — — — — — 500—700 — —
скорость сварки, мм/мин — — — — — 406,4— 457,2 — —
число слоев — — — — — 47 — —
Кольцевой шов, три проволоки, по- стоянный ток/переменный ток:
напряжение, В — — — — 30 ** 34 * * * * 36 *** — — —
сила тока, А — — — — 700 ***** — — —
скорость сварки, мм/мин — — — — 762—1016 — — —
число слоев *. — 50
* Параметры для постоянного тока. * * Ведущий электрод, постоянный ток. * ** Ведомый электрод, переменный ток. * *** Средний электрод, переменный ток. * **** Сила тока на каждый электрод. -
Рис. 6.13. Сварочная головка для дуговой сварки
тонких листов под слоем флюса
для швов некоторых типов. Однако следует помнить, что в промыш-
ленности часто используют другие значения параметров и особое
внимание уделяют тем методам, в которых используются более
узкие разделки и таким образом уменьшается число проходов при
сварке с соответствующей экономией времени и стоимости.
6.5. Полуавтоматические процессы
6.5.1. Сварка электродной порошковой проволокой. Для сосу-
дов, работающих под давлением, другие виды автоматической
сварки используют мало. В одном из видов автоматической сварки
используют порошковую проволоку. Для ее применения' требова-
лось решить много проблем: например, создание конструкции ме-
ханизма подачи электрода и возможность получения электродов
одинакового качества. Многие разработки привели к хорошим ре-
зультатам: было сконструировано оборудование, свободное от
первоначальных недостатков; более подробно изучены состав элек-
тродов и способы их изготовления, что привело к существенным
усовершенствованиям технологии, позволившим достигнуть зна-
268
читальной экономии из-за резкого увеличения скорости сварки
по сравнению со скоростью при ручной дуговой сварке.
Результаты предварительных испытаний швов, полученных
при использовании этого метода сварки, были многообещающие.
Поэтому начались многочисленные производственные испытания,
в результате которых были обнаружены значительные дефекты,
вызванные единичными порами, заметными даже тогда, когда по-
рошковая проволока была использована с защитой в среде СО2.
Судя по сообщениям, полученным из СССР [8] и Японии, это не
было случайным явлением. В ближайшем будущем этот метод,
вероятно, может быть усовершенствован и внедрен благодаря
экономическим преимуществам.
6.5.2. Процессы сварки в атмосфере защитного газа. Процесс
сварки в среде углекислого газа применяется весьма успешно [9],
но его не применяют для сварки основных швов тонкостенных со-
судов, работающих под давлением, за исключением сварки коль-
цевых швов на сосудах небольшого диаметра. Если наплавку
первого валика или нескольких валиков выполнить сваркой в уг-
лекислом газе, чтобы образовать базу достаточной толщины, то
затем можно применить сварку под флюсом.
Для сварки аустенитных нержавеющих сталей используют ар-
гоно-дуговую сварку. Вследствие относительно высокой стоимости
эти стали обычно применяют только для изготовления относи-
тельно тонкостенных сосудов.
6.5.3. Процессы ручной сварки. В современном производстве
сосудов, работающих под давлением, ручная дуговая сварка не
используется широко для выполнения основных швов. Это объ-
ясняется соображениями стоимости, а также отсутствием доста-
точного числа квалифицированных сварщиков. Кроме того, су-
ществует обоснованное мнение, что при использовании автомати-
ческих методов сварки получают более надежные сварные швы.
Но совершенно ошибочно полагать, что основные швы нельзя
качественно выполнить ручной сваркой. Например, заключи-
тельные кольцевые швы крупнейших котельных барабанов, изго-
товленных в Англии, были выполнены при монтаже ручной дуго-
вой сваркой. Качество швов оказалось очень высоким. Дефектами,
требующими исправления, были только небольшие шлаковые вклю-
чения с минимальной плотностью распределения (в среднем два
исправления на шов), а механические свойства шва удовлетво-
ряли требованиям технических условий.
Следовательно, ручная сварка может быть с успехом исполь-
зована при монтаже крупных сосудов, работающих под давлением.
6.6. Сборка
Было бы логичнее изложить в начале этой главы вопросы
сборки сосудов раньше сварки, но настоящее изложение выбрано
потому, что процесс сварки определяет многие особенности про-
цесса сборки.
269
Рис. 6.14. Схема сборочного приспособления для обе-
чаек, подготовленйых для сварки продольного шва
Стоимость сварки основных швов составляет только относи-
тельно небольшую часть общей стоимости сосуда, которая при
изготовлении сосудов высокого давления складывается из стои-
мостей: материала 37%, подготовки, сборки и всех механических
операций 47%, сварки 14% и неразрушающего контроля 2%.
Для сварки необходима точная сборка частей сосудов, поэтому
на нее следует обратить особое внимание.
На рис. 6.14 схематично показан катаный лист (толщина
63,5 мм), находящийся в зажимах гидравлического пресса, с по-
мощью которого стягивают уже подготовленные под сварку
кромки. Для того чтобы расположить кромки точно на одной
прямой, между листом и приспособлением помещают клинья.
Продольный шов может быть выполнен или ручной сваркой, или
при использовании одного из имеющихся в распоряжении про-
цессов дуговой сварки под флюсом. В случае небольшой тол-
щины листа и подходящей подготовки кромок и если сварку можно
выполнить с одной стороны, то всю сварку производят изнутри.
Сборка более тяжелых обечаек достаточно проста, если листы
точно свальцованы, и требует использования простого ручного
инструмента. Более трудно смонтировать две обечайки или днище
с обечайкой до изготовления кольцевого шва. Эта операция трудна
еще и потому, что при больших толщинах листа овальность нельзя
исправить холодной вальцовкой.
Для более тонких обечаек применяют, например, холодную
прокатку или используют внутренние опоры. Необходимо под-
черкнуть, что точность сборки облегчает последующие операции
сварки.
270
6.7. Приварка патрубков
Проблемы, связанные с присоединением патрубков к цилин-
драм, являются одними из наиболее важных в технологии изго-
товления сосудов, работающих под давлением. _
Рис. 6.15. Сварной шов патрубка:
а — с частичным проплавлением;
б — с полным проплавлением; в — примыкающего
Рис. 6.16. Установка для автоматической сварки
в атмосфере СОг
271
Существуют два типа присоединения патрубков: сквозной па-
трубок и примыкающий патрубок.
В обоих случаях следует по возможности исключать так назы-
ваемые усиливающие накладки, т. е. отдельные листы, привари-
ваемые к стенке сосуда, чтобы компенсировать уменьшение ее
прочности из-за наличия отверстия. Для толстостенных сосудов,
работающих под давлением, применение компенсирующих накла-
док особенно опасно, так как способствует возникновению тре-
щин в сварных швах.
При установке сквозного патрубка шов, полученный путем
полного проплавления основного металла, лучше шва, выполнен-
ного с частичным проплавлением (рис. 6.15, а), хотя такие швы
по необходимости должны выполняться ручной дуговой сваркой.
Сварные швы с полным проплавлением (рис. 6.15, б) являются
лучшими, так как во многих случаях позволяют использовать ав-
томатическую сварку. Однако для больших сечений усадка шва,
возникающая при сварке, может быть очень высокой, и, следо-
вательно, необходимо уделить особое внимание технологии сварки,
обеспечивающей минимальный уровень сварочных напряжений.
Таким образом, там, где это возможно, рекомендуется приме-
нять конструкцию соединения, показанную на рис. 6.15, в. При
ручной сварке сварщик не должен работать внутри сосуда при
высокой температуре предварительного подогрева. В то же время
эту работу можно выполнить удовлетворительно при помощи пол-
ностью автоматизированного оборудования (рис. 6.16). Сварщик
должен только установить приспособление в правильном положе-
нии на сосуде, а сварной шов выполняется без его помощи.
6.8. Сварные швы в соединениях труб с трубными
дреками
В химической промышленности и на нефтеперегонных заводах
теплообменники той или другой формы выполняют важную функ-
цию, и их успешная работа в значительной степени зависит от
качества сварных швов в соединении труб с трубной доской.
В зависимости от эксплуатационных требований сварной шов
может быть простым (рис. 6.17) и его легко выполнить или руч-
ным способом, или путем использования автоматической головки,
которая обычно используется на трубной доске в горизонтальном
положении и требует незначительного обслуживания. Однако
не следует забывать, что для всех сварных швов в соединениях
труб с трубной доской не совсем правильно плотно подгонять трубу
к отверстию в трубной доске. Там, где это делается, некоторое
количество воздуха будет задерживаться в местных зазорах и
неизбежно приведет к пористости сварного шва.
Чтобы получить более качественный сварной шов и избежать
неполного проплавления, сварку следует выполнять за два про-
хода. На рис. 6.18 изображен автомат для сварки вольфрамовым
272
Рис. 6.17. Простейшая
форма сварного шва
в соединении трубы
с трубной доской
Рис. 6.18. Автомат для
сварки вольфрамовым
электродом в атмосфе-
ре защитного инерт-
ного газа труб с труб-
ной доской
электродом в атмосфере инертного газа. Его можно применить
при сварке труб с трубной доской в вертикальном положении.
Подготовка шва для сварного соединения показана на рис. 6.19.
Эта установка применима для сварки большинства сталей (аусте-
нитных, углеродистых и малолегированных) и использовалась
для сварки некоторых цветных металлов. Для использования сва-
рочного автомата, выполняющего сварку в атмосфере защитного
газа СО2 (рис. 6.20), нужно подготовить свариваемые детали под
сварку по образцу, приведенному на рис. 6.21. Там, где требуется
более прочное соединение, можно увеличить глубину проточки
до 3,2 мм и использовать сварку в три прохода. Для трубы, имею-
щей внешний диаметр 114,3 мм, время работы установки для. вы-
полнения сварного шва составляет примерно 5 мин. Некоторые
приемы по упрощению операции можно видеть на рис. 6.22.
В тех случаях, когда возможно коррозионное растрескивание
швов, свариваемые детали подготавливают по образцу, приведен-
ному на рис. 6.23, а и б.
Выбор варианта основан на двух факторах: стоимости механи-
ческой обработки трубной доски и возможности устранить и за-
варить дефект, образовавшийся в процессе сварки. Для теплооб-
менников точность механической обработки и сборки является
исключительно важной. Кроме того, для таких конструкций обя-
зательным является неразрушающий контроль — ультразвуко-
18 Р. Никольо 273
Рис. 6.19. Подготовка свар-
ного шва в соединении трубы
с трубной доской (доска ус-
тановлена в' вертикальном
положении)
Рис. 6.20. Головка для свар-
ки соединения труб с трубной
доской в атмосфере СОг
вой и рентгеновский. Для контроля сварных швов, соединяющих
трубы с отверстиями диаметром до 13 мм, должны быть разработаны
специальные методы контроля.
На рис. 6.24 показано оборудование, которое успешно исполь-
зуется при сварке труб с трубными досками, находящимися в го-
ризонтальном или вертикальном положении.
Трубы к трубной доске можно приваривать взрывом [10,
11]. При использовании этого метода можно выполнить соедине-
ния двух типов: развальцованное и сварное.
Принцип сварки взрывом является простым и заключается
в том, что взрывная волна вызывает высокое и управляемое да-
вление между трубой и трубной доской, чтобы образовать сварное
соединение и при этом не сдеформировать (или даже разрушить)
-трубу в зоне примыка-
ния ее к трубной доске.
Рис. 6.22. Установка для сварки труб с труб-
ной доской в атмосфере СОа
сварного шва для ис-
пользования установ-
ки, представленной на
рис. 6.20
274
Рис. 6.23. Подготовка
шва для сварки соеди-
нения трубы с трубной
доской без зазора:
а — сварного: б — сты-
кового сварного
Рис. 6.24. Сваривающая головка и установка
для программированного контроля сборки
6.9. Плакированные сосуды
Внутренняя поверхность сосудов высокого давления часто
должна изготовляться из коррозионно-стойкого материала, ко-
торым обычно является одна из аустенитных нержавеющих ста-
лей. Плакирующий слой лучше всего образуется наплавкой с ис-
пользованием одного из следующих процессов:
плакирования листа во время прокатки (на металлургиче-
ском заводе);
соединения листа из нержавеющей стали с основным листом
методом взрыва [12, 13];
наплавки слоя нержавеющей стали дуговой сваркой под флю-
сом или сваркой в атмосфере защитного газа.
Метод, включающий наплавки металла, по экономическим
соображениям применяют только тогда, когда изготовляют со-
суды с большой толщиной стенки (свыше 50 мм).
При изготовлении сосудов из листов, плакированных прокат-
кой или взрывом, необходимо контролировать операции, которые
могут привести к уменьшению коррозионной стойкости (напри-
мер, любая необходимая термообработка). При сварке плакиро-
ванных листов удаляют плакирующий слой около кромок
(рис. 6.25). После сварки и удаления подкладной планки перлит-
ный сварной шов контролируют обычными методами. На остав-
шуюся неплакированную область металла шва наплавку обычно
производят ручной дуговой сваркой.
18* - 275
Рис. 6.25. Подготовка кромок для стыко-
вого сварного шва между плакирован-
ными листами:
1 — аустенитная плакировка
С точки зрения сварки на-
ибольший интерес представляет
изготовление плакирующего слоя,
выполненного наплавкой. При таком выполнении листы можно
плакировать перед прокаткой или после нее (или штамповки).
Для цилиндрических сосудов предпочтительным вариантом
является плакировка не плоских листов (заготовок), а обечаек
или всего сосуда. Затраты на этот процесс несколько меньше,
так как он избавляет от необходимости отдельно плакировать
основные сварные швы. Кроме того, при плакировке обечаек нет
необходимости подвергать плакированные листы операциям го-
рячего деформирования, требующим температур нагрева порядка
1000° Сив результате приводящим к диффузии легирующих эле-
ментов в основной металл.
Как было указано, для плакировки обычно выбирается один
из трех процессов. Часто используют дуговую сварку под слоем
флюса с применением электродной ленты вследствие относитель-
ной простоты технологического процесса и соображений стои-
мости. Лента обычно имеет ширину 60 мм, толщину 0,5 мм и при
постоянном токе 800 А и скорости 127—152,4 мм/мин дает за один
проход слой наплавленного металла шириной 50 мм и толщиной
3 мм. Путем выбора подходящего флюса и параметров сварки
можно наплавлять плакирующий слой с минимальным пропла-
влением основного металла, вследствие чего небольшую степень
разбавления наплавленного металла можно легко отрегулировать
Таблица 6.2
Химический состав Химические элементы, %
С Сг Ni Nb
Требуемый химический состав . . . Химический состав ленты Химический состав на расстоянии (в мм) от поверхности сплавления: 2 3 4 * Содержание Nb в 10 раз больше 0,08niax 0,05 0,07 0,07 0,07 0,07 содержани 17min 19,9 21,6 21,9 22,3 21,7 я углерода. 10—12 10,5 10,3 10,7 10,5 10,2 10-С* 0,73 0,65 0,68 0,69 0,64
276
Рис. 6.26. Наплавка плоских листов электродной лентой
путем выбора электродного материала, обеспечивая требуемый
состав по всей глубине до поверхности сплавления. Если резуль-
таты контроля покажут, что слой наплавленного металла одно-
роден (табл. 6.2), то нет неббходимости наплавлять второй слой [51.
Последнее усовершенствование технологии наплавки (в США)
заключается в использовании в качестве электродов до шести
Рис. 6.27. Сборка лепестков для наплавки электродной лентой
277
Рис. 6.28. Установка для наплавки сосудов электродной лентой
электродных проволок одновременно. Этот метод гарантирует
более высокую скорость наплавки, чем при использовании элек-
тродной ленты.
При дуговой наплавке в атмосфере защитного газа в современ-
ной практике, по-видимому, отдают предпочтение использованию
дуговой сварки в атмосфере аргона с присадкой (электродной
проволокой), подающейся в расплавленную ванну. При колеблю-
щейся ' сваривающей головке, передвигающейся со скоростью
около 101,6 мм/мин, и при токе 350—400 А наплавленный слой
может иметь ширину 40—50 мм и глубину около. 5 мм. И здесь
часто обосновывают необходимость наплавки в два слоя тем, что
надо гарантировать точность химического состава поверхностного
слоя. На рис. 6.26 и 6.27 показана плакировка плоских сегмен-
тов для днища, имеющего такие размеры, что его нельзя выполнить
из одного листа. На рис. 6.28 представлена современная установка
с двумя сваривающими головками для плакировки готового ци-
линдрического сосуда.
6Л0. Многослойные сосуды
Сосуды высокого давления можно изготовить из нескольких
тонких листов, чтобы получить стенку нужной толщины. Один
из наиболее ранних методов получения многослойных обечаек
заключался в гибке относительно тонкого листа, например тол-
278
щиной 6,3 мм, вокруг цилиндрического стержня и последующей
стыковой сварки. Затем процесс непрерывно повторялся до тех
пор, пока толщина стенки сосуда не достигала требуемой величины.
Преимущества такого метода изготовления заключаются в сле-
дующем. При использовании тонких листов возможность хруп-
кого разрушения сводится к минимуму; кроме того, так как эко-
номически возможен запас относительно тонких листов, то изго-
товитель может начинать производство без длительного ожида-
ния поставок толстого листа. К недостаткам этого метода отно-
сятся трудность изготовления кольцевых стыковых швов и при-
варки патрубков, а также ограниченная максимальная темпера-
тура эксплуатации (порядка 454° С).
В другой методике используется принцип автофреттажа, при-
меняемый ранее для изготовления стволов пушек. Этот принцип
заключается в изготовлении нескольких цилиндров, надеваемых
один на другой с натягом. Первый цилиндр (внутренний) имеет
точно определенные размеры. Его сваривают, а сварные швы
контролируют обычными неразрушающими методами. Затем та-
ким же образом изготавливают второй цилиндр, причем его вну-
тренний диаметр точно устанавливают равным внешнему диа-
метру внутреннего цилиндра с соответствующем допуском, га*
рантирующим расчетный натяг. Второй цилиндр затем нагревают,
до температуры, не превышающей температуры термообработки
после сварки, и насаживают на первый цилиндр. Операция, не-
сомненно, требует тщательности и соблюдения допусков на диа-
метры. Эту операцию можно повторять до тех пор, пока не будет
получена требуемая толщина стенки сосуда. При расчете общая
толщина стенки определяется таким же образом, как в случае
однослойной стенки.
При выполнении кольцевых стыковых сварных швов жела-
тельно герметизировать небольшие зазоры, которые могут оста-
ваться между отдельными слоями после сборки.
После сварки многослойные сосуды, как правило, следует под-
вергать термической обработке для снятия сварочных напряжений
в кольцевых швах и в зонах вварки массивных патрубков.
6.11. Термообработка после сварки
Ранее считалось, что сосуд после сварки для уменьшения оста-
точных напряжений («снятие напряжений») необходимо подвергать
термообработке. В результате исследований, связанных с пробле-
мами хрупкого разрушения, установлено, что для тонкостенных
сосудов, работающих под давлением, нет необходимости снимать
сварочные напряжения. Например, в недавно составленных ре-
комендациях ISO допускается не снимать напряжения у сосудов,
изготовленных из малоуглеродистой стали, имеющей соответству-
ющие характеристики ударной вязкости при толщинах стенок до
50 мм.
279
6, к г с/мм2
15
Рис. 6.29. Кривые релаксации напряжений для низколе-
гированной стали и однотипного наплавленного металла:
/ — лист из стали дакол W30A=60Q° С; 2 — наплавленный ме-
талл Н 1=600° С; 3— дакол W30А—650° С;
4 -W = 650° С
1
~~~2----------. Однако в том случае, ко-
--------- гда надо снять напряжения,
j___________может возникнуть затрудне-
4 ние из-за отсутствия необхо-
У 12 димой печи, в которую можно
было бы вместить сваренный
сосуд. Температура и время термообработки для снятия остаточ-
ных напряжений выбираются по специальным кривым (рис. 6.29),
которые иллюстрируют зависимость релаксации напряжений в
Мп, Сг, Мо, V стали и однотипном наплавленном металле от времени
выдержки при двух температурах после того, как материалы были
в исходном состоянии подвергнуты деформации, равной 0,15%.
С одной стороны, термообработка после сварки не только сни-
мает напряжения, но и может .уменьшить максимальные значе-
ния твердости в зоне термического влияния сварки и неблаго-
приятное влияние сварки на механические свойства основного ма-
териала. С другой стороны, неправильно назначенный режим тер-
мообработки может ухудшить свойства стали. В случае аустенит-
ных сталей, где важна коррозионная стойкость, соответствующая
термообработка может восстановить способность стали сопроти-
вляться таким видам коррозии, как общая, точечная, и коррозии
под напряжением. В то же время выбор неправильной темпера-
туры термообработки может привести к выделению карбидов и дру-
гим эффектам, снижающим механические свойства, а также кор-
розионную стойкость.
Там, где нет возможности провести полную термообработку'
сосуда, можно провести местную термообработку путем исполь-
зования электрических нагревательных элементов, расположен-
ных по периметру, например по окружности кольцевого шва. Для
этого необходимо предварительно рассмотреть вопрос о темпера-
турном градиенте вдоль образующей цилиндрической стенки. По-
дробное изучение этого фактора позволило рекомендовать гра-
диент, который определяется так, чтобы температура в зонах, от-
даленных на расстояние, равное 2,5]/tr, на любой стороне поверх-
ности составляла бы не более половины температуры, достигаемой
при сварке (/ — толщина стенки; г — радиус). '
6-12. Закаленные и отпущенные сосуды
Сосуды, работающие под давлением, по способу изготовления
можно разделить на:
сосуды, изготовляемые из листов, подвергшихся закалке и
отпуску;
280
сосуды, в которых закалку и отпуск узлов производят после
сварки.
6.12.1. Сосуды, изготовляемые из закаленных"^! отпущенных
листов. Толщина стенок сосудов первой категории строго огра-
ничена из-за необходимости вальцевать или штамповать листы
при температуре ниже, чем та, при которой материал был отпу-
щен. Обычно используют листы с максимальной толщиной.25,4—
38,1 мм.
Сталь, используемая в таких сосудах, подвергается закалке
и отпуску для получения максимального предела текучести и
прочности при растяжении, а также других механических свойств,
таких, например, как ударная вязкость.
Дакворс [15] составил перечень закаленных и отпущенных ста-
лей разных марок, производящихся в 1966 г., и отметил, что мно-
гие из них имеют одинаковые свойства. В Японии, в частности,
большое внимание уделяют свариваемости этих сталей, так как
во многих случаях сварка будет проводиться на месте монтажа
без термообработки после сварки.
Накамура [16] привел в качестве примера закаленную и от-
пущенную сталь с минимальными пределами текучести и проч-
ности при растяжении, равными соответственно 70 и 80 кгс/мм2,
имеющую следующий химический состав (в %):
С Мп Сг Мо В
0»1®тах 0,60 1,20 1,30шах 9,60тах 0,008щах
Эта сталь использовалась для строительства сферического ре-
зервуара диаметром примерно 35 м для хранения светильного газа
и, возможно, будет использоваться для резервуаров еще боль-
шего размера. Кроме того, представляет интерес статья Года [17],
описывающая исследования в области разработки, низкоуглероди-
стой легированной закаленной и отпущенной стали с прочностью
на растяжение, превышающей 80 кгс/мм2, и имеющей следующий
химический состав (в %):
С Мп Сг Мо TV i
0,08 1,33 0,96 0,50 0,03 0,025
Эти статьи служат примером важности проблемы сваривае-
мости сталей и обеспечением механических свойств, связанных со
сварными соединениями, которые не подвергаются термообработке
после сварки.
6.12.2. Сосуды, закаленные и отпущенные после сварки.
Сосуды этих типов используют там, где по условиям работы при-
ходится их изготовлять из листов значительной толщины. Для
некоторых сталей требуемая ударная вязкость может быть полу-
чена закалкой и отпуском, даже если свойства на растяжение за-
метно не увеличиваются (стандарт ASTM А533). В других слу-
чаях закалка и отпуск способствуют также достижению более
высоких пределов текучести и прочности на растяжение (стан-
281
Рис. 6.30. Влияние температуры отпуска
на механические свойства при растяже-
нии и ударную вязкость 2,25% Сг 1% Мо
стали, закаленной в воде с температуры
920° С:
1 — предел прочности: 2 — ударная вязкость
по Шарпи (V-образный надрез)
дарт ASTM 387D). 2,5% Cr, 1 % Мо
сталь с минимальным пределом
прочности на растяжение, равным
52,7 кгс/мм2, когда она нормали-
зована и отпущена, можно закалить и отпустить для получения
минимального предела прочности, равного 69,3 кгс/мм2 и выше.
Перед изготовлением закаленных и отпущенных сварных со-
судов с толщиной стенки, превышающий 100 мм, необходимо про-
вести значительное количество экспериментальных исследований,
целью которых является рассмотрение следующих факторов:
горячей вальцовки обечаек и формовки днищ;
состава наплавленного металла; он должен быть таким, чтобы
после закалки и отпуска его механические и другие свойства
соответствовали свойствам основного листа;
операции закалки; она является очень важной, особенно для
деталей с большой массой (до 100 т). Применимы два основных
метода закалки: в соляном растворе и с использованием водяного
спреера. В первом случае необходима эффективная циркуляция
соляного раствора в баке для закалки, иначе теплопередача мо-
жет быть недостаточной. Закалка разбрызгиванием (спреерная)
является более действенным методом, если деталь имеет сложную
форму. При этом методе закалки скорость охлаждения может быть
Рис. 6.31. Сосуд из закаленной и отпущенной 2,25% Сг,
1% Мо стали для работы под давлением 580 кгс/сма и при
температуре 200° С
282
регулируемой по объему изделия. Важной является также воз-
можность уменьшения коробления. Последний фактор имеет ос-
новное значение в последующем технологическом процессе, так
как любое исправление коробления может быть допустимо только
при температуре ниже температуры отпуска;
термообработки. С металлургической точки зрения контроль
за операцией закалки не очень затруднителен, так как температура
нагрева обычно не бывает жестко ограниченной. Трудности, од-
нако, возрастают при рассмотрении термообработки отпуском.
Температура и точность, с которой она должна устанавливаться,
зависят от свойств стали (рис. 6.30). Для данного изготовленного
сосуда температура отпуска контролировалась в пределах 600—
605° С для получения требуемого предела прочности на растя-
жение, равного 79,3 кгс/см2 3 4 5 6 7 с оптимальной ударной вязкостью.
На рис. 6.31 показан один из первых сосудов, изготовленных
из закаленной и отпущенной стали. Его диаметр 1301,7 мм, тол-
щина стенок 123,8 мм. Поддерживать температуру отпуска при
термообработке массивных сложных конструкций постоянной бо-
лее трудно, чем температуру закалки. Для этой цели следует ре-
комендовать электрические печи, так как печи, работающие на
газовом или жидком топливе с принудительной циркуляцией печ-
ной атмосферы, не нашли широкого применения в промышлен-
ности.
Кроме того, при определении температуры термообработки
важно знать, как влияет фактор времени на механические свой-
ства стали [18], так как в процессе изготовления больших сосу-
дов может быть пять или более термообработок (отпусков) для
снятия напряжений.
Следовательно, изготовление закаленных и отпущенных со-
судов, работающих под давлением, требует подробной оценки
применяемых материалов и практики изготовления.
ЛИТЕРАТУРА
1. Desch, С. A., Sproule, D. О. and Dawson, W. J. (1946). The detection
of «cracks in steel by means of supersonic waves. J. Iron Steel Inst. (London) 153,
2. Smith, N. and Bagnall, В. I. (1968). The influence of sulphur on heat-affected
zone cracking of carbon and manganese steel welds, Autumn Meeting 1968. The
Welding Institute. Brit. Welding J. 15, 63—9.
3. Hewitt, J. and Murray, J. D. (1968). Effect of Sulphur on the Production
and Fabrication of Carbon and Manganese Steel Forgings, Autumn Meeting, The
Welding Institute. Brit. Welding J. 15, 151—8.
4. BS 4336, Part 1A, 1968, Specification for Carbon and Low Alloy Steel
Containment Structures for Stationary Nuclear .Power Reactors.
5. Jones, J. E., Gray, T., Vetters, A., Dick, N. T. and Santilhano, P. D.
(1966—67). The application of recent welding techniques to heavy fabrications.
J. West Scot, iron Steel Inst. No. 74, 92—132. .
6. Heivnak, I. (1968). Materials for Electroslag Welding, Autumn Meeting
1968, The Welding Institute.
7. Uttruchi, G. D. and Messina, J. E. (1968). Three wire submerged arc welding
of line pipe. Welding J. 47, 475—81.
283
8. Pokhodnya, I. К. (1967). Welding with powder filled wire and prospects
for its development. Welding Prod. 14 (11), 79.
9. Smith, A. A. (1965). CO2 Shielded Consumable Electrode Arc Welding,
British Welding Research Association.
10. Cairns, J. H. and Hardwick, R. (1968). Explosive Welding of Tubes into
Tube Plates Using Angular Geometry. Welding Institute Conference on Explosive
Welding, p. 67.
41. Shribman, V., Williams, J. D. and Crossland, B. (1968). Some Problems
of Explosively‘Welded Tubes to Tube. Plates. Welding Institute Conference on
Explosive Welding, p. 47.
12. Crossland, B., Williams, J. D. and Shribman, V. (1968). Explosive Cladding
of Large Plates. Welding Institute Conference on Explosive Welding, p. 15.
13. Stone, J. M. (1968). The Properties and Applications of Explosion Bonded
Studs. Welding Institute Conference on Explosive Welding, p. 55.
14. Karnocki, H., Pawlas, T. and Bajserwisz, W. (1968). Welding of Multilayer
Expanded Vessels. International Institute of Welding 1968 Annual Assembly,
Public Session.
15. Duckworth, W. E. (1966). Structural Steel Development in Japan—and
Elsewhere. British Iron and Steel Research Association Report MG/186/66.
16. Nakamura, H., Yoshikazu, Y. and Zamazaki, Y. (1969). Application of
80 kg/mm2 Grade High Strength Steel to High Pressure Vessels. International
Institute of Welding, Kyoto 1969, Public Session.
17. Goda, S., Gato, M., Nakai, T., Ando, A. and Minekisa, S.< (1969). Weld
Bond Fracture and a New 80 kg/mm2 High Strength Steel for Submerged Arc Welding.
Document Nos. IX-632-69 and X-527-69. International Institute Welding.
18. McIntyre, J. and Hamilton, I. G. (1969). Quenched and Tempered Pressure
Vessels. Papar presented at the Conference on Quenched and Tempered Pressure
Vessels by the Institute of Mechanical Engineers, December, 1969.
Глава 7
КОНТРОЛЬ
Правильное представление о проблемах, связанных с конт-
ролем, важно на самых ранних стадиях проектирования сосудов
давления. Важно оценить, какие требования с точки зрения
контроля являются обязательными, чтобы принять их во вни-’
мание при конструировании. Такие требования возникают как
следствие выбора метода контроля в соответствии с правилами
контроля, а также в связи с тем, что во время срока службы
обычно необходимо получить данные о возможности продолжения
работы. Для специальных проектов нового или сложного обору-
дования может оказаться необходимым удовлетворить требования
заказчика по проведению контроля, который не требуется пра-
вилами контроля. Инженер-конструктор должен иметь некоторый
опыт по использованию методов контроля, а для важных проек-
тов в группу конструкторов следует включить эксперта по
контролю.
7.1. Организация контроля
Основные требования к организации контроля при проекти-
ровании и изготовлении сосудов давления состоят в следующем.
1. Обеспечение максимальной доступности к месту контроля
как во время изготовления, так и при работе сосуда. Расчет
должен указывать критические области для контроля, т. е. те
области, где в процессе изготовления могут образовываться де-
фекты или где в условиях работы будут возникать критические
напряжения. Следует рассмотреть конструкцию опор внутри
и вне сосуда с точки зрения обеспечения максимального доступа .
для контроля критических областей. В обычных конструкциях
доступ при помощи смотровых отверстий и небольших лазов
должен, как минимум, позволять осуществить визуальный конт-
роль внутренней поверхности сосуда.
2. Определение методов контроля. Возможно применение не-
скольких методов. Объем получаемой информации и стоимость
контроля являются факторами, которые рассматриваются при
выборе методов.
3. Формулирование технических условий на контроль мате-
риалов и узлов. Если контроль материала должен проводиться
поставщиком, то необходимо соглашение о требуемом уровне
качества.
285
4. Гарантия наличия оборудования для контроля и квали-
фицированного персонала. Может потребоваться также оценка
квалификации операторов, качества и оборудования инспекци-
онной комиссией или государственными контрольными органами.
5. Установление последовательности контроля рабочих дета-
лей на месте монтажа. Возможная последовательность контроля
описана в стандарте BS 1515. Часть 2. Приложение J:
проверить документацию, предъявляемую изготовителем по
химическому анализу и механическим испытаниям поставляе-
мых материалов (листов, поковок, слитков, присадочных мате-
риалов) при помощи радиографических и других неразрушающих
методов контроля;
исследовать материалы визуально или другими средствами
на отсутствие дефектов;
проверить размеры листов и исследовать кромки после резки;
оценить квалификацию сварщиков, которые будут выполнять
работы;
опробовать методы сварки на контрольных образцах;
проконтролировать подготовку к сварке кромок и сварочные
установки;
проконтролировать изготовленные детали;
оценить качество сварных швов;
выбрать радиографический или другой метод контроля свар-
ных швов, оценить результаты этих неразрушающих испытаний;
оценить результаты контроля сварных швов после исправле-
ния дефектов;
провести гидравлическое испытание сосуда, проверить отсут-
ствие течи и изменений размеров.
При рассмотрении операций следует исходить из того, что
максимальное количество контрольных операций должно про-
водиться в цехе, где изготовляется изделие. Некоторое оборудо-
вание для контроля трудно транспортировать, и условия для
контроля в цехе обычно значительно лучше, чем на месте мон-
тажа, хотя на месте монтажа при определенных затратах усилий
и средств можно создать условия, отвечающие самым высоким
стандартам современных цехов.
6. Установление правил по технике безопасности для кон-
троля в цехе и на месте монтажа. Использование рентгеновских
и у-лучей для радиографического контроля, испытание сосуда
под давлением требуют строгого контроля, чтобы устранить не-
счастные случаи.
Объединение различных фаз контроля в производственную
схему приведено на рис. 7.1, а на рис. 7.2 показано, как орга-
низация, ответственная за контроль, накапливает информацию
из различных источников.
7. 1.1. Практические стандарты и правила контроля. Основные
замечания. Для контроля сосудов давления нет универсального
практического стандарта, хотя Международная организация по
286
Рис> 7.1. Этапы контроля в производственной схеме
Рис. 7.2. Источники информации для организаций, ответственных за контроль
сосудов давления
стандартизации в Женеве рассматривает соответствующие реко-
мендации (2]. Сравнение различных национальных стандартов
и спецификаций [3, 44] указывает на желательность создания
международных рациональных требований по контролю. К со-
жалению, нельзя подробно обсудить требования по контролю,
предъявляемые многими стандартами и правилами контроля,
связанными с сосудами давления, но важным является то, что
существуют определенные документы и их требования учитывают
конструкторы и ответственные за контроль организации. Однако
общее представление можно дать ссылкой на некоторые основные
стандарты и правила контроля. Например, требования к'конт-
ролю во время изготовления и окончательного испытания, уста-
новленные в стандартах США и Великобритании, и правила
безопасности эксплуатации часто используются в большинстве
стран мира. Но и в этих случаях следует помнить, что разработка
и утверждение правил контроля должны соответствовать нацио-
нальным правилам и техническим требованиям по контролю,
288
Изданным национальными организациями, Как это будет ука-
зано ниже.
Требования по контролю в США для сосудов давления и
корпусов реакторов определены очень подробно в стандарте
ASME, разделы III и VIII. Первоначальный английский стандарт
по сосудам давления BS 1500 [5] был дополнен или пересмотрен
в выпусках BS 1515 П, 6] и BS 3915 [7]. В этих сериях стандарты
содержат более подробные требования по контролю, соответ-
ствующие правилам и предписаниям организаций по надзору
Лойд [8] и АОТС * [9, 10]. В частности, стандарт BS 3915 объе-
диняет многие дополнительные требования [11, 12] организаций
по надзору за корпусами реакторов.
Несмотря на определенные допущения, которые можно уста-
новить для сосудов давления особых классов, работающих в об-
легченных условиях, существуют общие требования, характер-
ные для большинства стандартов и правил контроля. К ним
относятся:
контроль качества исходных материалов и обработанных под
сварку и наличие дефектов в зоне сварного шва (в частности,
дефектов расслоений «lamellar tearing»);
квалификационные испытания сварщиков и методов сварки;
контроль основных сварных швов радиографическим или (осо-
бенно в настоящее время) ультразвуковым методом;
испытание под давлением выполненного сосуда.
Метод контроля обычно описывается в стандарте, который,
однако, может также иметь ссылки на другие правила контроля
и методы испытания.
Контроль качества материалов и узлов. Американские стан-
дарты на материалы установлены разделом II стандарта ASME [4 ].
Британские стандарты представлены в сериях BS 1501-6 [13,
14] и BS 1510 [15] для сталей и в сериях BS 1470-7 [16] и
BS 1490 [17] для алюминия и алюминиевых сплавов. Эти стан-
дарты касаются контроля качества материалов различных видов
(листов, поковок, отливок, патрубков и труб небольшого диа-
метра) и выбираются из следующего перечня:
химический анализ;
механические испытания (растяжение, изгиб, твердость, удар-
ные испытания образцов с надрезом);
специальные механические испытания для труб (сплющива-
ние, развальцовка, гидростатические испытания);
исследование макро- и микроструктуры (размер зерна, вклю-
чения);
коррозия (межкристаллитная в нержавеющих сталях);
исследование с помощью магнитно-порошкового или капил-
лярного методов (поковки и отливки);
радиография (отливки);
* АОТС — Объединенный технический комитет.
19 р. Ннкольо 289
ультразвуковой контроль (листы);
контроль процесса сварки (материалы электрода).
Технические требования на материалы можно также отнести
к рекомендованным методам испытания, например BS 18 [181,
BS 1639 [19], BS 131 [20], ASTM 393-66 [21]. Для материалов
частных видов существуют специальные методы неразрушающих
испытаний, например для поковок BS 4214 [22] и ASTM А388-67
[23], для слитков BS 4080 [24], для труб малого и среднего
диаметров BS 3889 [25].
Правила организаций по надзору [8, 9] требуют документа-
ции об испытаниях материалов, поставляемых изготовителем, на
химический анализ и механические свойства, определяемые в со-
ответствии с правилами контроля британских стандартов.
Большинство европейских правил содержат требования, чтобы
материалы поставлялись со свидетельствами об испытаниях или
от поставщиков, или от авторитетных организаций, которыми
могут быть Лойд или АОТС. В противном случае материал может
быть поставлен в соответствии с национальными требованиями,
примерами которых являются следующие: Швейцария — в со-
ответствии с требованиями Объединения по техническому над-
зору (Эссен); Финляндия — стандарт № 574/3; Дания, Швеция —
в соответствии с правилами стран северной группы; Голландия —
в соответствии с правилами Службы надзора; ФРГ — в соответ-
ствии с требованиями Объединения по техническому надзору,
Технических правил по паровым котлам и Объединения изго-
товителей сосудов высокого давления; Италия — по техническим
требованиям, рекомендованным Национальной ассоциацией по
контролю.
Квалификация сварщиков и метод сварки. Обычно требуется,
чтобы сварщики, которые сваривают швы сосудов давления,
квалифицировались на основании сварки пробных листов опре-
деленной толщины и при определенном расположении сварного
шва. Типичные примеры таких испытаний описаны в стандарте
BS 2645 [271. Для методов сварки, используемых при‘изготов-
лении особых сосудов (или сосудов, применяемых в различ-
ных областях), обычно устанавливается методика квалификации.
Это достигается практической сваркой материалов соответствую-
щей толщины и специальным расположением сварного шва,
например нижний, наклонный, вертикальный или потолочный.
Общим для таких испытаний является то, что необходимо воспро-.
извести степень доступности и ограничения, связанные с реаль-
ной работой сварщика. Определение качества сварки можно
сделать не только неразрушающими испытаниями изготовленных
сварных швов, но также и на дополнительных контрольных
сварных пробах.
Специальные методы контроля в производстве. Основной про-
изводственный стандарт может содержать подробное описание
методов контроля, которые требуются для того, чтобы гаранти-
290
ровать качество сварного шва. В нем могут быть сделаны ссылки
на другие стандарты по применяемым методикам контроля, в ча-
стности по методикам контроля сварных швов. Основными яв-
ляются неразрушающие методы.
В США и Великобритании существуют специальные стан-
дарты по неразрушающему контролю:
1. Радиография: стандарты ASTM Е94-62Т [281 (практиче-
ские рекомендации по контролю); ASTM Е99-62 [29] (справоч-
ные материалы по радиографии); BS 2600 [30] (стыковые сварные
швы); BS 2910 [31 ] (стыковые сварные швы в трубах); BS 3451
[32] (сварные швы, алюминий); BS 3971 [33] (показатели ка-
чества); BS 499 [34], часть 3 (дефекты сварного шва).
.2. Контроль магнитно-порошковым методом: стандарты
ASTM El09-63 [35] (контроль сухим порошком); BS 4069 [36]
(цветной и магнитно-порошковый метод).
3. Контроль проникающей жидкостью (капиллярный метод);
стандарт ASTM El65-65 [37].
4. Ультразвуковой метод: стандарты ASTM Е 114-63 [38]
(метод продольных волн); ASTM Е164-65 [39] (сварные швы);
BS 3923 [40] (сварные.швы); BS 2704 [41] (калибровка).
5. Испытание на герметичность: стандарт BS 3636 [42].
Радиография является наиболее широко используемым методом
контроля сварных швов, поэтому многие страны имеют свои
собственные стандарты, например, Канада (стандарт 48-GP-2),
ЧССР (стандарт CSN-OS-1305), ФРГ (стандарт DIN 54111),
ВНР (стандарт MSZ 4310-3), Индия (стандарт IS 1182), ПНР
(стандарт М-69772), Испания (стандарт UNE 14011) и СССР
(ГОСТ 7512—69).
Существуют международные организации ISO * и IIW **,
которые разрабатывают документы, касающиеся контроля свар-
ных швов. Документы Международного института сварки имеются
в распоряжении членов общества [43] и касаются радиографии,
ультразвуковых методов и контроля магнитными частицами.
Международный институт сварки был также ответственным за
разработку рекомендации по радиографическому контролю ка-
чества и подготовку образцов рентгенограмм сварных соединений
стали и алюминиевых сплавов. Международная организация по
стандартизации (Женева) подготовила проект рекомендаций по
радиографическому контролю качества (стандарт ISO № 1165),
радиографическому контролю стыковых сварных соединений на
стальных трубах с толщиной стенки до 50 мм (стандарт № 1167)
и радиографическому контролю стыковых сварных соединений
на стальных листах толщиной до 50 мм (стандарт № 1166).
7.1.2. Законодательные органы. Стандарты по сосудам давле-
ния приняты [3] в Австралии, Австрии, Канаде, Финляндии,
* Международная организация по стандартизации.
** Международный институт сварки.
19* 291
ФРГ, Голландии, Индии, Италии, Норвегии и Швейцарии. В стра-
нах, где нет специальных или государственных требований к ме-
тодам изготовления и контроля сосудов давления в соответ-
ствии со стандартом на производство, может потребоваться конт-
роль сосудов с целью гарантировать безопасность или обеспе-
чить выполнение более общих требований. Требования к конт-
ролю во время монтажа и эксплуатации могут также быть пред-
метом законодательства данной страны. Окончательный контроль
в основном включает испытание под давлением, которое может
проходить под наблюдением авторитетных лиц.
7.2. Основные методы испытаний
Существуют испытания трех типов, применяемые на соответ-
ствующих стадиях создания сосудов давления. На ранних ста-
диях, т. е. в ходе выбора материалов и разработки технологии
изготовления, основными являются испытания для определения
механических свойств и структуры металла. На промежуточной
стадии изготовления проводят испытания для проверки и опре-
деления качества материалов и сварки. После изготовления
конструкцию подвергают гидравлическому испытанию. Для каж-
дого из этих испытаний должен быть установлен некоторый
приемочный уровень полученных результатов, соответствующий
техническим требованиям и производственным стандартам.. Для
некоторых испытаний, например испытаний на растяжение, при-
емочный уровень может быть определен однозначно, в то время
как для других испытаний, например исследований сварных
швов на наличие дефектов, установление приемочного уровня
является весьма субъективным и, таким образом, составляет
более трудную задачу.-
7.2.1. Механические испытания. Кроме химического анализа,
который необходим для выбора материалов конструкции, про-
водят механические испытания и визуальное исследование се-
чений образцов для проверки соответствия свойств материалов,
заданных при расчетах. Подобные испытания на образцах из
свариваемых материалов также необходимы, чтобы проверить
качество сварных швов по сравнению, с качеством основного
металла. Механическими испытаниями, применяемыми в этих
случаях, являются испытания на растяжение и йзгиб, на удар-
ную вязкость образцов с надрезом. Последнее, в частности, от-
носится к ферритным материалам, где эти испытания могут об-
наружить переход из пластического состояния в хрупкое. В тех
местах, где свойства материала могут систематически изменяться
в относительно небольшом объеме, как, например, в зоне терми-
ческого влияния сварки, можно использовать измерение твер-
дости. Исследование макро- и микроструктуры сечений образцов
показывает чистоту материала, размер зерна или наличие при-
месей. В сварных швах исследования могут обнаружить такие
292
дефекты, как шлаковые включения, пористость, трещины, не-
удовлетворительная техника сварки.
Испытания на растяжение. Испытание на растяжение, на
основании которого можно определить прочность и пластичность
материала для использования в - технических расчетах [18],
проводят как при нормальных, так и при повышенных темпера-
турах. Необходимо правильно выбрать метод испытания при
повышенных температурах, чтобы результаты испытаний были
объективными. Пределы ползучести и длительной прочности (фак-
торы, которые также часто учитываются при расчетах) опреде-
ляют видоизмененными испытаниями на растяжение (длительное
воздействие напряжения и температуры). Для оценки сварных
швов испытаниям на растяжение подвергают образцы сваривае-
мых деталей двух типов. Один из них имеет круглое сечение,
и его ось. совпадает с направлением сварного шва, а рабочая
часть имеет такой диаметр, что испытываемый объем состоит
только из наплавленного металла. Образец второго типа является
плоским и вырезается перпендикулярно оси сварного шва. Об-
разец первого типа используют при определении прочности на-
плавленного металла, а образец второго — при определении проч-
ности самой слабой части сварного соединения, включая зону
термического влияния сварки.
Испытания на изгиб. Основным преимуществом испытания
на изгиб 119] является простая форма образца и возможность
испытывать образцы с большой площадью поперечного сечения
на машине сравнительно малой мощности. Как обычно, при
испытании сварного шва образец в виде плоского стержня -рас-
полагается на двух опорах, между которыми он изгибается обычно
на 180° инструментом, расположенным посредине и имеющим
специальный радиус закругления, зависящий от толщины и
предела прочности материала на растяжение. Измерения нагрузки
при проведении этой операции не требуется.
Для испытания стыковых сварных швов образец, имеющий
толщину листа, выбирается в относительно тонком месте кон-
струкции. Продольная ось образца берется поперек направления
сварного шва. Изгибающую нагрузку прикладывают перпенди-
кулярно поверхности сварного шва, которую предварительно
обрабатывают до уровня поверхности основного металла. Для
более толстых листов можно взять образец в поперечном на-
правлении, так что его ширина составит полную толщину листа.
Для испытаний на изгиб еще более толстого листа можно взять
два таких образца, чтобы исследовать всю толщину сварного
шва.
Испытания на разрушение образцов с надрезом. Существуют
испытания двух типов. В одном из них применяют сварные об-
разцы с грубыми надрезами вдоль шва, условия разрушения
не контролируются. Испытания таких образцов должны облег-
чать разрушение в определенном месте сварного шва, так что
293
поверхности излома можно исследовать на присутствие дефектов.
При испытаниях другого типа применяют образцы с V-образным
надрезом по Шарпи; размеры образца и надреза точно устано-
влены, и условия разрушения под действием удара являются
такими, что можно сделать измерения энергии, поглощенной
в процессе разрушения. Это испытание, в частности, применяется
к материалам и сварным швам, которые могут переходить из
пластического состояния в хрупкое при понижении температуры,
когда рабочие условия могут включать относительно низкие
температуры. Для удовлетворительного определения соотноше-
ния энергия разрушения — температура должно быть исследо-
вано, как минимум, десять образцов при различных температурах,
но для целей качественного контроля обычно установлено, что
средняя энергия разрушения для нескольких образцов, взятых
из определенных мест узла или сварного шва, превышает мини-
мальное значение при определенных условиях. Значительную
информацию о природе разрушения, наблюдаемого при испыта-
нии образцов этого типа на удар, можно также получить на ос-
новании визуального изучения поверхностей излома, которые
позволяют обнаружить хрупкий (кристаллический) или вязкий
(волокнистый) характер излома. Хотя испытания по Шарпи
позволяют дать качественную оценку материала, они имеют свои
ограничения. Там, где важным является вязкое разрушение,
чтобы предотвратить хрупкое разрушение во время изготовления,
испытания под давлением, или эксплуатации сосуда, результаты
испытаний по Шарпи надо сравнить с результатами других ис-
пытаний на разрушение 145] (см. гл. 4).
Исследования макро- и микроструктуры. Исследование се-
чений, подвергнутых механической обработке и шлифованию и
подготовленных для изучения обычными металлографическими
методами, может потребоваться для оценки чистоты и структуры
материала. Если необходимо исследовать микроструктуру, то
обычно образец готовят из макросечения, в которое входят все
поперечное сечение наплавленного металла, зона термического
влияния сварки и часть основного материала. Макрошлифы ис-
следуют на наличие трещин, пористости^ включений (шлак,
окислы и т. д.) и непроваров, таких, как неполное проплавление
и неполное сплавление основного металла с наплавленным. На
образце можно изучить изменение твердости в зоне сварного шва.
В специальных случаях макрошлифы можно исследовать визу-
альными методами, например методами магнитных частиц или
проникающей жидкости, которые будут рассмотрены ниже. Можно
применить другие дополнительные методы исследования, напри-
мер радиографию. Если требуется идентифицировать состав
микросоставляющих и включений или наличие градиента по
составу, чтобы помочь в корректировке технологии изготовле-
ния, то такую информацию можно получить на основании иссле-
дования рентгеноструктурным микроанализом.
294
Правила контроля для сосудов давления 11—121 дают пре-
дельные значения размеров дефектов определенного типа. Эти
предельные значения касаются дефектов, которые могут быть
обнаружены на рентгенограммах сварных швов, а для исследо-
вания макросечений подобные ограничения применяются для
дефектов, обнаруженных визуально.
В основном недопустимыми дефектами являются:
неправильный профиль сварного шва (неверный размер, не-
правильная разделка и т. п.);
неполное проплавление;
неполное сплавление основного металла с наплавленным;
трещины всех типов;
удлиненные поры, кратерообразные усадочные раковины.
Дефектами, допустимыми с ограничениями, могут быть:
.шлаковые включения. Они считаются неприемлемыми, если
расположены на одной линии и их длина (в мм) больше, чем
толщина сечения (t) в мм: 6—19; 1/3/ — от 19 до 57; 19 — свыше
57; любая группа шлаковых включений, расположенных на одной
линии, если совокупная длина больше, чем t на длине 12/; пори-
стость. Классификация пористости принимает во внимание раз-
мер пор и их распределение [4, 34]. Правила контроля допускают
наличие микропор до 0,4 мм без ограничений. Изолированные поры
до 1,5 мм допустимы в сечениях размером свыше 12 X 12 мм2;
металлические включения (вольфрам). Считается, что они
неприемлемы, если их размеры больше, чем //4 при максималь-
ном значении 3 мм.- Дальнейшие ограничения налагаются на
частоту, с которой они располагаются.
7.2.2. Неразрушающие испытания. Средства визуального кон-
троля. Неразрушающее испытание начинается с визуального
контроля. Тщательное и квалифицированное визуальное иссле-
дование может сделать многое, чтобы ограничить использование
методов с применением приборов. Существуют различные сред-
ства усовершенствования визуального наблюдения, например
оптические системы, обеспечивающие оптимальное освещение и
увеличение. Введение гибких оптических инструментов длиной
до 4 м [461 позволяет исследовать недоступные другим спосо-
бам области. Другими средствами исследования областей, не-
доступных для обычного наблюдения, являются снятие слепка
с поверхности или использование телевизионной системы, ко-
торая позволяет создать увеличение — получить запись на видео-
магнитофоне. Состояние поверхности, качество и направление
освещения являются важными факторами при визуальном конт-
роле. Существуют два пути снижения зависимости результатов
визуального контроля от этих факторов: применение методов
магнитных частиц и проникающей жидкости. Их использование
часто является обязательным для контроля сварных швов, ко-
торые трудно или невозможно удовлетворительно исследовать
радиографическим методом.
295
Магнитно-порошковый метод контроля. Этот метод и его
применение подробно описаны во многих работах [4, 10, 22,
23, 251. Так как требуется, чтобы образец был намагничен, то
применение этого метода ограничивается изделиями из ферро-
магнитных материалов. Если намагничивание образца является
достаточно сильным (вблизи магнитного насыщения), то силовые
линии поля будут регулярными, за исключением областей, где
на поверхности находятся трещины йли немагнитные включения.
Эти области можно сделать видимыми путем обработки поверх-
ности образца или сухим тонким магнитным порошком, или
суспензией в виде взвеси магнитных частиц в подходящей жид-
кости [36]. Дефекты, которые находятся на поверхности, вызы-
вают наибольшее искажение поля и, таким образом, легче об-
наруживаются, чем внутренние [47]. Необходима очень тщатель-
ная подютовка поверхности, чтобы определить дефекты,'распо-
ложенные под поверхностью, и при практическом использовании
этот метод является одним из наиболее надежных для определе-
ния поверхностных дефектов. Это тем более справедливо, если
намагничивание создается с использованием переменного электри-
ческого тока, так как в этом случае магнитное поле существенно
ослабляется от .поверхности к внутренней части образца. Не-
большие образцы можно намагничивать путем помещения их
между полюсами постоянного магнита или предпочтительнее —
электромагнита. Однако для материалов с большой площадью
поперечного сечения магнитное поле может создаваться в соот-
ветствующем направлении несколькими витками кабеля вокруг
детали или пропусканием очень большого тока через изделие
с помощью электродов, закрепленных на поверхности. При при-
менении метода электродов сила тока может достигать порядка
1000 А. Переменный ток такой величины легко получить от низко-
вольтного трансформатора. Существует несколько правил [48]
для получения наилучших результатов при испытании магнит-
ными частицами, а именно:
1. Испытываемые поверхности должны быть чистыми, доста-
точно гладкими и не иметь механических повреждений.
2. Цвет магнитных частиц (если имеются различные цвета
и флюоресцирующие вещества) должен отличаться от цвета ис-
пытываемой поверхности. По желанию, можно наносить на испы-
тываемую поверхность тонкий слой белой краски, которая после "
высыхания создает контраст с черными магнитными частицами.
3. Электроды необходимо надежно прикреплять перед вклю-
чением тока и удалять после включения, чтобы устранить воз-
никновение дуги, которая будет повреждать поверхность и,
возможно, создавать начальные очаги последующего хрупкого
разрушения.
4. Ток надо регулировать так, чтобы обеспечить оптималь-
ную чувствительность; он не должен быть слишком большим,
чтобы не создать магнитное насыщение, которое будет вызывать
296
многочисленные скопления магнитных частиц, не указывающих
на присутствие дефектов.
5. Магнитные частицы должны применяться во время намаг-
ничивания материала, если используется переменный ток. При
намагничивании постоянным током остаточный магнетизм может
быть достаточным для определения трещин после выключения
тока.
6. Определение линейных'дефектов будет наиболее чувстви-
тельным, когда они расположены поперек силовых линий магнит-
ного поля. Если ориентация вероятного дефекта неизвестна, то
следует провести два испытания, при которых магнитные поля
ориентированы перпендикулярно.
Контроль проникающей жидкостью (капиллярный метод).
Этот метод рекомендуется использовать только тогда, когда метод
магнитных частиц нельзя применить, т. е. для контроля немаг-
нитных материалов, таких, как аустенитные стали и алюминие-
вые сплавы. Для определенных алюминиевых сплавов анодиро-
вание хромовой кислотой может служить в качестве обычного ис-
пытания проникающей жидкостью для определения трещин [49].
При помощи контроля проникающей жидкостью обнаруживают
только дефекты, которые выходят на испытываемую поверхность
и могут впитывать (явление капиллярной адсорбции) проникаю-
щую жидкость, а именно, сильно окрашенную или флюоресци-
рующую жидкость. После устранения излишка проникающей
жидкости испытываемую поверхность покрывают «проявителем»,
т. е. слоем абсорбента, в который проникает жидкость, удержи-
ваемая в дефекте, образуя характерное пятно над дефектом. Су-
ществуют различные варианты сочетаний проникающей жидкости
и проявителя. Проникающая жидкость должна эффективно про-
никать в дефект, легко устраняться с поверхности без вымывания
из дефекта и хорошо смачивать проявляющее вещество, оставляя
на нем контрастирующее пятно [50, 51 ].
Испытываемая поверхность должна быть чистой и свободной
от механических повреждений. В процессе испытаний следует
придерживаться инструкции по применению метода. Пятна в виде
тонких линий указывают на присутствие тонких узких дефектов
в виде трещин. Линии, выявляющиеся медленно и постепенно
расширяющиеся, соответствуют дефектам типа глубоких трещин.
Пятна в виде точек указывают на наличие пористости, если они
рассеяны, или тонких трещин, если эти пятна образуют цепочку
Радиография. В течение'многих лет радиография считалась
основным методом неразрушающих испытаний [52—54]. Приме-
нение данного метода требует знания методики контроля и уме-
ния правильно интерпретировать радиографическое изображение.
Необходимо также учитывать опасность, связанную с исполь-
зованием рентгеновских и у-лучей, которые обладают проникаю-
щими свойствами и могут рассеиваться материалами. Как непо-
297
Таблица 7.1
Наименование Толщина изделия, мм
До 6 12 25 50 75 100
Мощность рентгеновского генератора, кВ Источник излучения гамма- лучей 100 Ту- лий-170 150 V 250 ридий- цезиЗ 300 192 ил1 [-137 400 4 Ко- бальт-60
средственное, так и рассеянное излучение создает известный био-
логический эффект, и использование источников рентгеновских
и у-лучей контролируют в законодательном порядке.
Нет резкого различия между рентгеновскими и у-лучами.
Рентгеновские лучи генерируются в результате бомбардировки
материала анода электронами, ускоренными до определенного
напряжения ; (киловольты для радиографического аппарата),
а у-лучи — в результате естественного распада какого-либо радио-
активного элемента. Энергия у-лучей выражается в мега-элект-
рон-вольтах (энергия, эквивалентная энергии электрона, уско-
ренного напряжением в 110® В). Энергия рентгеновских лучей
от линейного ускорителя или бетатрона также выражается
в мега-электрон-вольтах, так как для такого вида ,источников
излучения приложенное напряжение не является удобной харак-
теристикой энергии радиации.
Энергия радиации от рентгеновского генератора распределена
в некоторой области значений вплоть до максимума, соответ-
ствующего эффективному ускоряющему напряжению. Однако
максимальная эмиссия всегда наблюдается при более низкой
энергии, чем номинальная оценка энергии по напряжению.
В противоположность этому изотопные источники испускают
гамма-лучи одного или нескольких дискретных значений энергии.
В основном там, где это возможно, более эффективно исполь-
зовать рентгеновский генератор в качестве источника излучения,
а не источник гамма-лучей, хотя могут быть случаи, где,ограни-
ченная доступность может потребовать использование источника
гамма-лучей. В табл. 7.1 приведены типы излучений, используе-
мые для исследования стальных изделий различной толщины;
при этом предполагается, что в каждом случае в распоряжении
имеется адэкватная мощность излучения для обеспечения эко-
номичного времени проведения процесса.
Прй толщине изделия свыше 100 мм используют резонансный
трансформатор, генератор Ван де Графа, линейный ускоритель
или бетатрон — рентгеновские генераторы с номинальным из-
лучением с энергией 2 МэВ и выше [56].
298
Доля излучения, прошедшего через изделие непосредственно,
и доля рассеянного излучения увеличиваются и уменьшаются
в зависимости от энергии излучения для данного материала.
Таким образом, от энергии излучения и толщины материала
зависит контрастность радиографического изображения. Это изо-
бражение можно записать или сделать видимым различными
средствами, но наиболее часто применяют мелкозернистую вы-
сококонтрастную рентгенопленку, расположенную между метал-
лическими экранами. Эти экраны изготовляют чаще всего из
металлического свинца для энергии излучения менее 2 МэВ, но
иногда из меди, тантала или вольфрама (для более высоких
энергий излучения). Зависимость толщины экрана от энергии
излучения приведена в табл. 7.2.
Таблица 72
Энергия излучения, МэВ Толщина экрана, мм Энергия излучения, МэВ Толщина экрана, мм
переднего заднего переднего заднего
100—400 * 0,02—0,12 0,02—0,5 3—8 1,0-1,5 1,0—1,5
1—2 ' 0,10—1,5 0,5-1,5 9—31 1,0—2,0 0,2—0,4
* В кВ.
Эти экраны уменьшают влияние рассеянного излучения, ко-
торое достигает пленки, и в то же время ускоряют получение
изображения, создаваемого фотоэффектом. Только небольшая
часть прямого излучения поглощается самой пленкой. Другая
часть дает изображение, выбивая электроны из экранов, и чтобы
эти электроны могли действовать эффективно, фотографическая
эмульсия должна находиться в непосредственном контакте
с экранами.
Следует помнить, что полезное радиографическое изображение
образуется вследствие контраста между отдельными участками
пленки, соответствующими зонам с различным поглощением из-
лучения. Если контраст создается небольшим дефектом, то воз-
можность его выявления зависит от резкости или разрешающей
способности его границы. Таким образом, получение хорошей
радиограммы зависит от используемой методики, которая обес-
печивает максимальную контрастность и разрешение вблизи
границы. Ниже описаны некоторые факторы, имеющие важное
влияние на выбор радиографических методов. К ним отно-
сятся:
1. Геометрия. Результатом радиографического контроля
является рентгеновский снимок. Каждый снимок имеет размытые
границы или полутени. Ширина этой полутени зависит (рис. 7.3)
от размера S источника излучения, его расстояния D от пленки
299
Рис. 7.3. Схема образования полутени:
I — источник; 2 — объект; 3 — пленка
и расстояния d от объекта, дающего изо-
бражение до пленки. Геометрическая не-
резкость G задается соотношением
Если объектом является дефект, кото-
рый находится на любом уровне по тол-
щине t образца, то максимально возмож-
ное значение расстояния d равно t + а,
где а — зазор между нижней поверхно-
стью образца и пленкой. Таким образом,
максимальная геометрическая нерезкость
Q
Стах = (* + «) (D_z_a) •
Максимальную геометрическую нерезкость Gmax можно умень-
шить путем размещения пленки как можно ближе к поверхности
материала. Для тонкого материала геометрическая нерезкость
обычно невелика, но для толстых материалов желательно увели-
чение расстояния D, что приводит к длительной экспозиции.
Установлено, что экспозиция пропорциональна D2. При таких -
условиях будет иметь преимущество источник с высокой удельной
интенсивностью (т. е. высокая эмиссия на единицу площади).
Стандарты по рентгеновским методам обычно ссылаются на таб-
лицы или графики, которые дают соответствующие значения D
для данных значений /, принимая во внимание размеры источ-
ника и зерна пленки.
2. Энергия излучения. Для просвечивания сечений значитель-
ной толщины применяют источники излучения высокой энергии.
Излучение создает нерезкость другого вида, которая в этом слу-
чае имеет большее значение, чем обычный уровень геометрической
нерезкости. В отдельных случаях в результате поглощения из-
лучения в фотографической пленке образуются свободные элект- *
роны. Эти электроны сами способны производить фотографический
эффект в зависимости от их энергии, пропорциональной энергии
излучения, которой они образованы. Таким образом, создается
специфическая нерезкость, которая становится значительной
(рис. 7.4) для энергий излучения, требуемых для контроля из-
делия из стали толщиной свыше 75 мм.
Кроме того, контрастность- радиографического изображения
уменьшается с увеличением энергии излучения, так как коэф-
фициент поглощения излучения материалом изделия уменьша-
300
ется. Таким образом; различия в поглощении излучения материала
без дефектов и с дефектами имеют тенденцию уменьшаться для
более высоких энергий излучения. Однако более низкие энергии
изл'учен'ия дают и большее рассеивание излучения, что приводит
к дополнительному уменьшению контрастности радиограммы.
'Поэтому для контроля материалов большой толщины необходимо
использовать более высокие энергии излучения, которые дают
меньшее рассеивание.
Следовательно, надо выбирать наименьшую энергию, доста-
точную для просвечивания в течение приемлемого времени экс-
позиции без создания значительной нерезкости. Контраст, обра-
зуемый дефектами данного размера, будет существенно умень-
шаться с увеличением толщины материала, даже если будет
сделан наилучший выбор энергии излучения.
3. Характеристики пленки. Контрастность фотографического
изображения также определяется характеристикой используемой
пленки. Эта характеристика определяется показателем у (наклон
графика зависимости плотности почернения пленки от десятич-
ного логарифма времени экспозиции). Так как для обычно при-
меняемой пленки характеристика у увеличивается с повышением
плотности, экспозиция должна быть такой, чтобы достигалась
средняя плотность, равная обычно не менее 2, и предпочтительно
такая, чтобы можно было провести исследование на имеющемся
в распоряжении оптическом оборудовании. Важен контроль за
проявлением пленки в соответствии с инструкцией изготовите-
лей. Высокая температура проявления имеет тенденцию увели-
чивать «химическую вуаль», уменьшая таким образом контра-
стность. Плотность вуали не должна превышать 0,3. Разрешаю-
щая способность ограничивается размером зерна пленки, которое
имеет тенденцию увеличиваться при проявлении.
4. Изменение толщины материала. Трудно определить неболь-
шие контрасты, создаваемые дефектами, если плотность фона
существенно изменяется из-за измене-
ний толщины материала. Для достиже-
ния страндартных условий радиографи-
рования недопустимо изменение толщи-
ны более чем на 50% для одной пленки,
а предпочтительным является, чтобы
это изменение не превышало 10%.
5. Индикаторы качества изображе-
ния. Предыдущее рассмотрение факто-
ров, влияющих на качество радиограм-
мы, показывает, что их очень трудно
контролировать для каждой радио-
Рис. 7.4. Изменение ширины полутени в зави-
симости от энергии рентгеновских лучей для
мелкозернистой рентгеновской пленки
301
Рис. 7.5. Индикаторы качества изображения [57]
граммы. Поэтому существует стандартная практика давать на
каждой радиограмме индикатор качества изображения, чтобы
показать, удовлетворительна ли была методика. Неприемлемые
методики, например недопустимое уменьшение расстояния между
источником и пленкой и использование «грубозернистой» пленки
для рентгенографической съемки сечений большой толщины с ис-
пользованием рентгеновского аппарата несоответствующего на-
пряжения, приведут к некачественным избражениям индикатора
качества.
Эти индикаторы представляют собой пластины различной
формы и. толщины с отверстиями или проволоки с постепенно
увеличивающимися диаметрами (рис. 7.5). Их изготовляют из
того же материала, который подвергается рентгеновской съемке.
Индикаторы размещают на противоположной от пленки по-
верхности объекта в области с максимальной толщиной, напри-
мер в конце рентгенограммы пластины однородной толщины.
Самый тонкий плоский или проволочный компонент индикатора,
который виден на рентгенограмме, определяет достигаемую чув-
ствительность. Мерой чувствительности является отношение тол-
щины индикаторной пластины или диаметра индикаторной'про-
волоки, выраженное в процентах, к толщине объекта, который
подвергается рентгеновской съемке. Таким образом, высокое
значение чувствительности указывает на совершенную методику.
Предельная чувствительность £, определяющая приемлемую
методику, зависит от используемого индикатора: для индика-
тора проволочного типа она составляет примерно половину от
ожидаемой чувствительности, по индикатору пластинчатого типа —
в 2 раза больше. Значения чувствительности, получаемые при
удачно выбранных методиках, также зависят от толщины изде-
лия, просвечиваемого рентгеновскими лучами. Она не должна
быть хуже значений, указанных кривыми [24] 1 и 2 (рис. 7.6).
На основании экспериментальных данных для стали толщиной
302
6—100 мм [57] до 300 мм [56] при удачно выбранных методиках
контроля получены значения чувствительности с использованием
индикатора проволочного типа. Таким образом, для материалов
одинаковой толщины нет трудностей в достижении стандартных
или более высоких значений качества, чем в требованиях спе-
цификации.
6. Чувствительность к дефектам. Чувствительностью, опре-
деляемой индикатором, нельзя оценить размер дефектов, потому
что от их формы и расположения зависит возможность их об-
наружения. Пористость и очень плотные включения обычно
обнаруживаются, если в направлении пучка излучения размеры
по толщине выражаются индикаторной чувствительностью, но
если плотность дефектной области отличается от плотности окру-
жающей массы незначительно, то можно обнаружить только
более крупные дефекты. Также существенны размеры дефекта,
расположенного поперечно к направлению пучка лучей. В ча-
стности, для дефектов типа трещин, плоскость которых совпадает
с направлением пучка лучей, было показано аналитически [59]
и экспериментально [60], что существует минимальное значение
площади поперечного сечения (ширина трещины, умноженная
на величину развития по глубине), которое может быть опре-
делено в данной толщине t (в мм) материала. Минимальное зна-
чение площади поперечного сечения (в мм2) трещины в стали
составляет 4 • 10-5/2. Тонкую трещину, например, шириной 0,01мм
можно обнаружить в материале толщиной 50—100 мм, если
плоскость ее совпадает с направлением пучка излучения и вели-
чина развития по глубине составляет 20—40% толщины мате-
риала. Небольшое отклонение (около 5°) плоскости трещины от
направления пучка лучей приводит к невозможности выявить
такую трещину. Таким образом, даже наилучшие радиографи-
ческие методики могут не
выявить тонкие трещины
значительных размеров в
материалах толстого сече-
ния.
7. Стоимость. Стоимость
радиографии относительно
Рис. 7.6. Чувствительность по
индикаторам качества изобра-
жения:
Л и В — рекомендуемые макси-
мальные пределы; С — эксперимен-
тальные значения для листа (числа
рядом с точками указывают пример-
ные значения энергии излучения
в МеВ); 1 — индикатор проволоч-
ного типа; 2 — индикатор со сту-
пенчатыми отверстиями
303
Рис. 7.7. Определение' дефектов при использовании ультразвукового метода:
а — распространение сигнала в исследуемом материале; б — развертка типа Л; I — стро-
бируемый участок развертки; II — уровень срабатывания сигнализатора; А — поверх-
ность образца; В — дефект, отражающий часть энергии; С — граница образца, отражаю-
щая часть энергии; Р — совмещенный искатель (излучатель и приемник)
высока по сравнению со стоимостью других методов неразрушаю-
щего испытания. Она складывается из стоимости материалов (плен-
ки и проявления), капитальных затрат, трудозатрат и накладных
расходов. Стоимость пленки и капитальные затраты составляют
большие суммы. Последние зависят от толщины контролируемых
изделий. В то время как оборудование для радиографии стали
толщиной 60—70 мм будет стоить несколько тысяч фунтов, обо-
рудование, необходимое для исследования стали толщиной 125 мм
и выше, может стоить в 10 раз больше, и, вероятно, существенно
больше, если расположение оборудования требует создания об-
щей защиты от излучения. Стационарные установки [61 ] высоко-
энергетических источников излучения требуют сооружения вспо-
могательных погрузочно-разгрузочных устройств. Стоимость од-
ной радиограммы будет также зависеть от других факторов,
таких, как эффективность использования оборудования и на-
кладные расходы.
Ультразвуковой метод [63, 64]. Короткий импульс волны
напряжения,' распостраняющийся в металле, отражается от де-
фекта или границы изделия и дает эхо-сигнал, который можно
зафиксировать. Временной интервал между испусканием им-
пульса и приемом отраженного сигнала зависит от расстояния,
пройденного ультразвуком, и может быть использован для опре-
деления месторасположения дефекта (рис. 7.7). Излучатель Р
импульса волны напряжения служит также в качестве прием-
ника эхо-сигналов от дефектов В и границы С. Интервалы времени
А—»В—>А и А—*С—*А показаны пропорционально на ‘экране
осциллографа, так что расположение дефекта в материале непо-
средственно представлено в виде хорошо известной развертки
типа А (рис. 7.7, б). Для того чтобы можно было наблюдать
это явление в течение достаточно продолжительного времени,
излучение импульса волн напряжения повторяется с частотой
примерно 1 кГц. Это является основой обычного ультразвукового
контроля материалов сосудов давления.
304
Элементами дефектоскопа, предназначенными для выявления
дефектов ультразвуковым методом, являются:
1. Излучатели и приемники волн напряжения, так называе-
мые «искатели». Основной их частью является пьезоэлектриче-
ские элементы, которые представляют собой пластины из спе-
циального материала, изменяющего размеры под действием элект-
рического поля. В результате генерируются волны напряжения.
' Наоборот, когда пьезопластины подвергаются воздействию волны
напряжения, они генерируют электрические колебания.
2. Электродный генератор, вырабатывающий зондирующие им-
пульсы, следующие с определенной частотой посылок и возбуж-
дающие пьезоэлемент.
3. Электрический усилитель принятых колебаний в режиме
приема. Этот усилитель напряжения имеет регулируемое уси-
ление, прокалиброванное в децибелах.
4. Осциллограф, фиксирующий амплитуды сигналов и время
прохождения волн напряжения.
5. Сигнализатор, срабатывающий только при амплитудах сиг-
нала выше определенного значения.
6. Система временного стробирования, которая обеспечивает
прием только тех импульсов, которые поступают в определен-
ный ограниченный интервал времени (рис. 7.7).
7. Записывающее оборудование, обычно кинематически свя-
-занное с оборудованием для создания механического перемеще-
ния искателя, чтобы прозвучивать при контролежвесь объем
материала изделия.
Узлы, перечисленные в пп. 2, 3 и 4, удобно скомбинированы
в одно транспортабельное устройство. Узлы, перечисленные
в пп. 5, 6 и 7, требуются в основном только в автоматическом
оборудовании для быстрого контроля материалов простой гео-
метрической формы. Ниже рассмотрены различные аспекты
ультразвукового контроля.
1. Ультразвуковые искатели. Для изготовления искателей ис-
пользуют различные пьезоэлектрические материалы. Наиболее
подходящим материалом является керамика из цирконата-тита-
ната свинца в виде пластины диаметром 10—25 мм или эквива-
лентной площади. Для специальных целей можно использовать
изогнутые пластины в виде сферы или цилиндра, чтобы получить
фокусировку в точку или в линию.
Искатели возбуждают продольные волны, мощность которых
зависит от деталей конструкции 165], позволяющие достичь
нужной чувствительности и разрешающей способности. Наи-
высшая мощность волны напряжения достигается, когда пьезо-
электрический элемент работает при резонансной частоте, ко-
торая определяется толщиной пластины. При контроле в основ-
ном используют частоты порядка 1—6 МГц.
Для возбуждения волн напряжения в материале изделия осу-
ществляют акустический контакт между искателем и поверх-
20 р. Никольс 305
ностью исследуемого материала. Так как необходимо перемещать
искатель для обследования всего материала, то обычно исполь-
зуют промежуточную жидкую среду. Она может быть использо-
вана или в виде относительно тонкого слоя (в контактном или
щелевом методах прозвучивания), или в виде толстого слоя.
В последнем случае толщина слоя жидкости tc должна удовлет-
ворять соотношению
/ ^тУс
где Vc и Vm — скорости звука соответственно в жидкости и
исследуемом металле; tm — толщина исследуемого металла.
При исследовании промежуточной среды исследуемое изде-
лие и искатель погружают в ванну с жидкостью. Такой метод
имеет преимущества при автоматическом контроле, так как
искатель можно перемещать с высокой скоростью без износа.
Искатель может быть фокусирующего типа или плоским, коэф-
фициент прохождения постоянный, хотя и низкий (12% для
стали).
Контактный метод, использующий тонкий слой жидкости
(вода, масло и т. п.), применяют при ручном контроле. При
использовании этого метода обеспечивается высокий коэффициент
прохождения, который, однако, зависит от толщины слоя, т. е.
давления, приложенного к искателю. Если пьезоэлектрический
элемент искателя приходится перемещать по шероховатым по-
верхностям, то эти поверхности надо покрыть тонкими листами
фольги или пластика.
2. Характеристики искателя. Акустическое поле, излучаемое
искателем, имеет характеристики, зависящие от частоты f, ли-
нейных размеров D9 пьезоэлемента и скорсти звука V в среде,
в которой распостраняется пучок. На определенном расстоянии
(в ближней зоне), которое пропорционально fD^/V, площадь
поперечного сечения пучка приблизительно равна площади пьезо-
электрического элемента. На расстояниях, достаточно удален-
ных от ближней зоны, пучок лучей расходится, образуя конус
с углом, пропорциональным примерно VlfD. В ближней зоне
наблюдаются систематические флуктуации амплитуды, и в этой
области определение дефектов небольших размеров по ампли-
туде эхо-сигнала является невозможным. Тем не менее в этой
зоне дефекты больших размеров можно определить с достаточной
точностью, очерчивая их границы путем передвижения искателя.
Вследствие отклонения пучка лучей в дальней зоне при оценке
размера дефекта следует принимать во внимание расстояние де-
фекта от искателя. Ближняя зона и угол раствора (угол
конуса, охватывающего 70% общей интенсивности по оси пучка)
в стали и алюминиевых сплавах, в которых скорость звука со-
ставляет примерно 6 10* мм/с, показаны для типичных искателей
в табл. 7.3.
306
Таблица 7.3
Параметры Значения параметров при диаметре искателя, мм
24 10
Частота, МГц 1 2 4 2 4 6
Ближняя зона fD2IV, мм .... 27 54 108 10 19 28
Угол раствора VlfD, ° 12 6 3 15 7,5 5,5
В воде соответствующие значения примерно в 4 раза больше
для ближней зоны и в 4 раза меньше для угла раствора
Однородность пьезоэлектрического элемента, его демпфирование
и условия контакта с поверхностью испытываемого материала
оказывают влияние на эффективные значения f я D, поэтому зна-
чения, приведенные в табл. 7.3, являются ориентировочными.
3. Типы волн напряжения. В твердых телах могут распро-
страняться волны напряжения различных типов, которые имеют
различные скорости. При применении ультразвукового метода
для дефектоскопии основной интерес представляют продольные
волны, создаваемые искателями, и поперечные волны, образую-
щиеся при преломлении волны сжатия на границе двух мате-
риалов, в которых волны сжатия имеют различные скорости.
Соотношение амплитуд отраженной и преломленной волн у такой
границы является очень сложным [66]. Однако относительно
просто определить направление распостранения и тип волны из
соотношения
sin i _ Vi
sin r ~ Vr ’
где i — угол падения пучка лучей на границу; г — угол пре-
ломления; Vt — скорость волны в среде падения; Vr — скорость
волны в среде преломления.
Первичной средой является в основном вода (иммерсионный
метод) или метакрилат1 (контактные искатели для поперечных
волн).
Средой, в которой возникает преломленная волна, является
исследуемый материал, например сталь; в ней волны сжатия
имеют скорость а поперечные — скорость У2. В табл. 7.4
приведены типичные значения скоростей, которые требуются
Для вычисления направления распространения и типа волн на-
пряжения, создаваемого в испытываемом материале.
При нормальном падении лучей (t = 0°) в испытываемом
материале распостраняются только продольные волны; если угол
1 Перепекс, люсит, плексиглас.
20*
307
Таблица 7.4
Параметры Вода Метакрилат Сталь Алюминий
Скорость волн, мм/с: сжатия поперечных Критические углы (°) падения 0 и преломле- ния ф: стали алюминия 1,5- 10е 0=15 0=13,5 2,7-10’ 0=27,5 0=25,5 5,8- 10е 3,2-106 ф=33,5 6,3- 10е 3,1 - 10е Ф=29,5
падения выше критического (i >0), то распостраняются только
поперечные волны с углами преломления, превышающими кри-
тический угол <р.
При углах, больших нуля, но меньше критических 0 и ср
в испытываемом материале создаются как продольные, так и
поперечные волны, и в этих условиях проведение контроля не-
желательно. Искатели, излучающие поперечные волны, для кон-
тактных методов изготовлены из пьезоэлектрического элемента,
смонтированного на призме из метакрилата или другого пла-
стика, так что угол падения продольной волны на поверхность
исследуемого материала превышает^ критический угол 0. Углы
призмы в основном выбираются так, чтобы получить углы пре-
ломления в испытываемом материале, равные 45, 60 и 70°.
4. Раздельно-совмещенные -искатели. В основном пьезоэлект-
рические искатели служат одновременно в качестве излучателей
и приемников ультразвуковых колебаний при использовании
специальной электронной аппаратуры. Однако иногда необхо-
димо пользоваться искателями, в которых излучение и прием
осуществляются разными пьезоэлементами.
5. Калибровка ультразвукового оборудования. Способность
ультразвукового оборудования удовлетворительно работать за-
висит от характеристик электронной .аппаратуры, искателей и
используемой методики. Таким образом, лучше всего оценивать
работу данной системы в целом, а не путем испытания отдель-
ных узлов. Были сделаны рекомендации по испытаниям работы
системы 167 ] и по средствам калибровки оборудования при по-
мощи стандартных образцов [41, 68] с искусственными дефек-
тами подходящей геометрии для определения углов наклона
искателя, угла расхождения пучка лучей, чувствительности и
разрешающей способности.
6. Нахождение дефектов. Приборы, применяемые при ультра-
звуковом методе контроля, имеют очень высокую чувствитель-
ность, и при определении неоднородностей можно получить сиг-
налы при обнаружении в материале не только значительных де-
308
фектов, но также и мелких несплошностей и структурных не-
однородностей.
При исследовании изделий из «чистых» алюминиевых сплавов
и сталей энергия ультразвуковых колебаний является доста-
точной для прозвучивания листов любой толщины. Однако
в «грязных» материалах рассеяние энергии колебаний неболь-
шими распределенными включениями может ограничить возмож-
ность определения существенных дефектов в глубине материала.
Могут также возникнуть трудности при исследовании сварных
швов из аустенитйой стали из-за большого рассеивания ультра-
звуковых колебаний, связанного главным образом с критиче-
ским размером зерна. Оптимальной чувствительностью является
такая минимальная чувствительность, при которой определяются
зйачительные дефекты.
Дефект типа трещины, имеющий примерно плоскую поверх-
ность, дает наибольший сигнал в направлении, соответствующем
зеркальному отражению волны напряжений от искателя к при-
емнику. Однако если дефект в виде трещин заполнен окислом
или является очень узким из-за напряжения сжатия, то его
обнаружить труднее. Дефекты в виде сферических или цилиндри-
ческих полостей дают меньший отраженный сигнал из-за особен-
ностей их формы, чем дефекты в виде трещины.
Условия применения ультразвукового метода и интерпретации
полученных результатов улучшаются, если можно предсказать
вероятные типичные дефекты изделия исходя из технологии его
изготовления. Ориентируясь на возможные дефекты, выбирают
соответствующий искатель, обеспечивающий оптимальный угол
ввода пучка для получения интенсивных сигналов.
Существуют два метода оценки размера дефекта; для дефектов
типа трещин их результаты зависят от перпендикулярности на-
правления ультразвуковых лучей плоскости ориентации дефек-
тов. Если размер дефекта небольшой, т. е. меньше, чем площадь
искателя, его можно оценить путем сравнения наблюдаемого сиг-
нала с сигналами, полученными от плоского дна отверстий,
просверленных в образце из такого же материала на той же
глубине, как и дефект. В некоторых случаях в качестве опорного
можно использовать сигнал, полученный от задней поверхности
контролируемого изделия. Для дефектов с размером, бдлыпим
или равным площади искателя, размер и форму дефекта можно
определить передвижением искателя. Для достижения прием-
лемой точности необходимо принять экспериментальный крите-
рий нахождения границ дефекта ультразвуковым пучком лучей
и откалибровать искатель [41 ] применением стандартных образ-
цов. с отверстиями или прорезями на различных глубинах.
7. Регистрация. Известны методы непосредственного превра-
щения ультразвукового изображения в визуальное или фото-
графическое, но практически они не внедрены в производство
Для контроля сосудов давления.
309
При .ручном контроле регистрация результатов зависит от
работы оператора, и часто очень трудно получить запись, ко-
торая соответствует хорошей рентгенограмме. Методом устране-
ния этого недостатка [69] является запись на видеомагнитофон-
ную ленту движения искателя, управляемого оператором. Также
должно регистрироваться место расположения искателя на из-
делии и комментарии оператора. Результаты контроля в виде
ленты можно сохранять для повторного рассмотрения.
В системах, где движение щупов механизировано, возможны
регистрации нескольких видов. Самой простой из них является
запись амплитуд сигналов, определенных из развертки типа А
(см. рис. 7.7, б). Эта форма записи удобна, например, для конт-
роля труб; при этом длина графика связывается с длиной
трубы.
Можно сделать фотографическую запись, известную как раз-
вертка типа В, в которой яркость луча электронно-лучевой
трубки соответствует амплитуде сигнала, а положение координат
показывает глубину расположения дефекта в материале и его
размеры. Эта система записи является полезной, если типичный
дефект лежит под углом к контролируемой поверхности. При
другой форме записи можно нанести на изделиях прямоугольную
систему координат для ориентировки при перемещении искателя
и сигналы записывать при тех положениях искателя, при которых
они наблюдаются. Эта система, известная как развертка типа С,
является полезной для записи дефектов типа расслоений в пло-
скостях, параллельных контролируемой поверхности, но не ука-
зывает без использования дополнительных систем глубину, на
которой расположены дефекты.
8. Стоимость ультразвукового контроля. Стоимость оборудо-
вания для ультразвукового контроля меньше стоимости обору-
дования для радиографии, в частности для контроля материалов
изделий с большой толщиной стенок.
Стоимость материалов для записи при ультразвуковом конт-
роле является небольшой по сравнению со стоимостью рентге-
новской пленки, а стоимость труда для данной скорости конт-
роля в основном меньше; чем для радиографии. Более экономич-
ным является контроль материала изделий с большой толщиной
стенок ультразвуковым методом с использованием радиографии,
когда это возможно и необходимо, в качестве дополнительного
способа, если возникают сомнения в качестве. Другим важным
положительным фактором ультразвукового контроля, имеющим
отношение к стоимости, является то, что нет радиационной опас-
ности, а следовательно, дополнительного оборудования. Это при-
водит к более быстрому монтажу и снижению капитальных за-
трат.
Другие методы. Все другие методы, которые можно приме-
нить для контроля сосудов давления, или хорошо известны, или
имеют ограниченное применение.
310
Современные методы определения дефектов можно использо-
вать для контроля труб различных диаметров [25]. Специально
модифицированные [71 ] ультразвуковые методы применяют для
измерения толщины стенок изделий при доступе с одной сто-
роны и определения уменьшения толщины при коррозии. Изме-
рения электрического сопротивления с использованием постоян-
ного или переменного тока (для тонких сечений немагнитных
материалов) можно применять иногда для оценки недопустимого
утонения, например сварных швов между трубой и трубной
решеткой [72]. При выборе подходящей частоты переменного
тока для оценки глубины трещин, выходящих на поверхность,
можно использовать скин-эффект. Трансформатор переменного
тока (50 Гц) можно приспособить [73] для измерения толщины
немагнитной наплавки на магнитной основе, например наплавки
из нержавеющей стали на малоуглеродистой стали. Немагнит-
ный материал действует в качестве зазора в магнитной цепи
трансформатора и таким образом изменяет ее магнитное сопро-
тивление. Так можно контролировать изделия из нержавеющей
стали толщиной до 10 мм. Измерения деформации во время ис-
пытаний под давлением или при испытаниях на ползучесть тре-
буют использования датчиков деформации, различные типы ко-
торых описаны в литературе [74—76].
7.3. Контроль материалов и узлов
В большинстве случаев сосуды давления изготовляют из
стальных листов, труб различного диаметра, поковок и отливок.
Выбор метода контроля зависит, в частности, от того, какие
типичные дефекты могут возникать в процессе изготовления.
При рассмотрении контроля материала и узлов предполагается,
что все материалы соответствуют стандартам по данным химиче-
ского анализа, механическим и физическим свойствам.
7.3.1. Лист. Процесс прокатки приводит к образованию де-
фектов, которые существовали еще в слитке и проявились в виде
расслоений, лежащих примерно параллельно поверхности листа.
В гл. 6 упоминалось, что эти дефекты могут быть опасными,
если они располагаются вблизи кромок и вырезанных отверстий,
подготовленных для стыковой или угловой сварки. Контроль
листа необходимо, таким образом, связать с его использованием,
так как в некоторых случаях дефектные области можно устранить
в процессе резки.
Методом контроля для определения расслоений или подобных
дефектов является ультразвуковое прозвучивание поверхности
листа [77] с использованием нормального искателя (нулевой
угол), излучающего продольные волны сжатия, типа излуча-
теля-приемника с частотой в области 2—6 МГц. Размер и ча-
стоту искателя определяют по углу расхождения пучка лучей,
размера наименьшего дефекта, которые предполагаются суще-
311
ственными, и ослабления ультразвуковых колебаний в мате-
риале. Для стального листа в основном пригоден искатель, имею-
щий диаметр до 25 мм. Искатель можно перемещать вручную
при непосредственном контакте с листом, прозвучивание можно
осуществить механически с использованием щелевого или иммер-
сионного варианта контроля. Для реализации всех преимуществ
механического прозвучивания требуется визуальная система оп-
ределения дефектов со .средствами для записи месторасположе-
ния дефектов или непосредственно на листе, или на бумаге.
Объем прозвучиваемого листа часто связывается с требуемым
качеством, и. прозвучивание осуществляется обычно вдоль па-
раллельных линий, расположенных на некотором расстоянии X
одна от другой в направлении, поперечном к оси слитка или
направлению прокатки. Если расстояние X не больше размера
искателя, то прозвучивание поверхности является стопроцент-
ным; такое прозвучивание требуется вблизи отрезанных кромок
и других критических областей. В другом случае X может иметь
значение, в несколько раз большее, чем размер искателя, на-
пример 150—300 мм при испытании стали; тогда любой обнару-
женный дефект надо исследовать для определения его размеров.
Если слоистые дефекты расположены около поверхности листа
в областях, где будут выполняться угловые сварные швы, то
лист должен проверяться с обеих сторон. Линии прозвучивания
на одной стороне листа должны лежать в промежутке между
линиями прозвучивания на обратной стороне листа.
В стальном листе могут допускаться достаточно большие от-
дельные расслоения, форму и размер которых можно обрисовать
искателем. Границу зоны слоистых дефектов, охватывающую об-
ласть концентрации небольших слоистых включений, можно
установить таким же образом. Отдельные дефекты, которые об-
разуют эти области, могут отличаться по размеру и слабее отра-
жать ультразвуковые колебания, чем дефект в виде расслоения.
Хотя ультразвуковой метод позволяет зафиксировать сигнал от
очень маленьких дефектов, интерпретация амплитуды сигнала
с точки зрения размера дефекта не является точной. Таким об-
разом, в большинстве случаев при испытании стального листа
желательно -отрегулировать чувствительность метода так, чтобы
можно было пренебречь сигналами, которые меньше сигналов,
получаемых от плоского основания отверстий диаметром при-
близительно 6 мм. Можно точно сформулировать технические
условия на стандартные образцы, содержащие искусственные
дефекты такого или большего размера. Примерно такой же уро-
вень чувствительности можно установить, добиваясь того, чтобы
регистрируемые сигналы равнялись или были больше, чем не-
которая часть амплитуды сигнала, отраженного от противопо-
ложной поверхности листа.
Пригодность листа можно определить [4 ] с точки зрения ог-
раничения площади областей, в которых данный сигнал пол-
312
ностью подавляется дефектом. В «грязном» листе, где включения
распределяются более или менее однородно, ультразвуковые
колебания ослабляются, хотя больших сигналов от дефектов
не наблюдается. Возможности количественных измерений «за-
грязненности» стали по величине этого ослабления еще не пол-
ностью исследованы.
Кромки листа обычно контролируют визуально с помощью
методов магнитных частиц или проникающей жидкости, чтобы
идентифицировать и, если необходимо, исправить дефекты, обна-
руженные при резке.
7.3.2. Трубы [25]. Когда трубу изготовляют с продольными
или спиральными швами, можно применить методы контроля
стыковых сварных швов, которые будут рассмотрены ниже.
Если для этого выбран ультразвуковой метод, то его можно
автоматизировать, когда контролируется большое количество
труб.
Обычно контроль труб относительно небольшого диаметра и
с небольшой толщиной стенки осуществляют методом вихревых
токов, который позволяет автоматически и с большой скоростью
выявить небольшие дефекты, дающие такой же эффект, как и
локальное уменьшение толщины стенки на несколько процентов.
В трубах из материалов на основе железа необходимы тщательный
выбор частоты для устранения скин-эффекта и наложение силь-
ного постоянного магнитного поля для предотвращения изме-
нения магнитной проницаемости и обеспечения выявления то-
чечных дефектов.
Для надежного определения дефектов в трубах в продольных
и поперечных направлениях используют ультразвуковые методы
[251, хотя даже если эти методы полностью автоматизированы,
скорость контроля едва ли можно сравнить со скоростью конт-
роля вихрестоковым, методом. Для стандартизации ультразвуко-
вого контроля труб на внешней и внутренней поверхностях об-
разца механическим или электроискровым методом наносят про-
дольные и круговые риски. Длина рисок обычно связана с шагом
между витками спиральной линии, по которой осуществляется
взаимное перемещение искателя и трубы, и эффективной шириной
пучка лучей ультразвуковых колебаний. Глубина рисок соста-
вляет 3—10% толщины стенки трубы. При контроле труб диа-
метром до 25 мм обычно применяют иммерсионный контакт и
фокусировку ультразвука в точку или в линию. Можно совместить
с выполнением контроля по определению дефектов измерение
толщины стенки ультразвуковым методом [78, 791.
7.3.3. Поковки. Контроль поковок проводится главным обра-
зом ультразвуковым методом, который дополняется магнитно-
порошковым и капиллярным методами, так как типичные де-
фекты — тонкие трещины и радиографией не обнаруживаются
с достаточной надежностью. Методы ультразвукового контроля
описаны подробно в литературе [22, 231.
313
Если поковка имеет простую геометрическую форму, то обычно
нельзя применить автоматическую систему прозвучивания. Для
поковок каждого типа возможность контроля ручным способом
будет зависеть от их формы и выбора искателей, дающих соот-
ветствующие углы падения ультразвуковых лучей. Эти углы
определяются не только исходя из формы поверхности изделия,
но также и на основании известных или вероятных направлений
деформации зерен металла, возникающей в процессе ковки. Если
поковка должна подвергаться механической обработке, то это
может быть оптимальной стадией процесса, на которой должен
проводиться контроль. В поковках без параллельных граней
не будет наблюдаться сигнала от поверхности изделия, так что
для скорости развертки и чувствительности требуется исполь-
зование контрольных образцов, спроектированных так, чтобы
они удовлетворяли определенным условиям.
7.3.4. Отливки. В этих изделиях возможно образование уса-
дочных пор, горячих трещин и включений. Если толщина отливки
позволяет использовать радиографический метод контроля, то
этот метод является предпочтительным [24] после обычного ви-
зуального осмотра поверхности и контроля магнитно-порошко-
вым или капиллярным методами. Отливки, которые имеют боль-
шие толщины, превышающие возможности радиографического
метода, можно контролировать ультразвуковым методом, но мо-
гут возникнуть трудности, если структура отливки крупнозер-
нистая. Поэтому желательно до контроля подвергать отливки
термообработке, чтобы разрушить крупнозернистую структуру.
Могут также потребоваться искатели на пониженную частоту
(до 0,5 МГц), чтобы компенсировать чрезмерное ослабление уль-
тразвука, но в принципе должна использоваться как можно более
высокая частота. Ультразвуковой метод может также являться
средством проверки толщины стенки и обнаружения отклонения
от размеров из-за перекоса литейной формы во время разливки.
Необходимой является подготовка поверхности отливки под
ультразвуковой контроль.
Для полых отливок подходящей формой контроля является
гидравлический контроль или с целью проверки их герметично-
сти, или для обнаружения дефектности по местам течи.
7.4. Контроль сварных швов
Основными сварными швами в сосудах давления являются
стыковые сварные швы между листами и трубами, сварные швы
между листом и трубой и угловые сварные швы различной формы.
Если класс сосуда давления требует высокого уровня неразру-
шающего контроля во время изготовления, то там, где это воз-
можно, основным методом проверки является радиография;
ультразвуковой контроль проводится для подтверждения резуль-
татов радиографического исследования. Поверхностные трещины
определяются магнитно-порошКовым и капиллярным методами,
314
особенно в тех случаях, когда радиография и ультразвуковое
испытание являются неосуществимыми.
Надежность радиографического метода контроля уменьшается
с увеличением толщины материала и сложности формы изделия.
Его обычно используют как основной метод контроля для обна-
ружения включений, пористости, неполного проплавления и
трещин в стыковых сварных швах, имеющих толщину прибли-
зительно до 50 мм. Стенки стальных деталей большей толщины
(до 400 мм) могут быть подвергнуты радиографическому анализу
с использованием энергии излучения от бетатрона или линейного
ускорителя, а минимальные размеры определяемых дефектов
примерно пропорциональны толщине материала.
Ультразвуковой метод контроля является дополнительным
к радиографическому: он позволяет определить и идентифици-
ровать дефекты в виде трещин. За исключением швов, полученных
сплавлением аустенитных сталей, в которых может наблюдаться
сильное затухание ультразвуков, возможность контроля не
ограничивается толщиной сечения, хотя меньше определенной
величины она не должна быть тонкой, так как возникают труд-
ности из-за слишком короткого промежутка времени прохожде-
ния импульса. Большинство типов сварных швов можно иссле-
довать искателями, установленными наклонно, но интерпретация
результатов контроля может быть иногда затруднена и неопре-
деленна, если опасный дефект связан или находится рядом с до-
пустимой неспдошностью, например непровар и утяжина в корне
сварного шва. Влияние дефектов на поверхности сварного шва
134] может быть более существенным, чем влияние некоторых
внутренних дефектов 180], поэтому визуальный контроль
является существенным подготовительным мероприятием для дру-
гих методов контроля. После тщательной шлифовки профиля
сварного шва контроль с помощью магнитно-порошкового метода
или проникающей жидкостью облегчает визуальное исследование
и может в некоторых случаях являться единственным дополни-
тельным методом контроля.
7.4.1. Стыковые сварные швы. Применение радиографических
методов контроля стыковых сварных швов листов и труб хорошо
известно. Особенно рекомендуется использование рентгеновских
лучей и изотопных источников [30, 31, 81]. Применение рентге-
новских лучей обычно является предпочтительным, но для се-
чений большой толщины чаще используют мощные гамма-источ-
ники кобальт-60. Когда доступность к шву ограничена, можно
использовать небольшие изотопные источники. Передвижной ли-
нейный ускоритель [82, 83] применялся (рис. 7.8) для радио-
графии стыковых сварных швов ядерного сосуда давления. Ис-
точник из тулия-170 активностью до 0,5 кюри использовался
Для радиографии сварных швов трубопровода небольшого диа-
метра (приблизительно 20 мм) теплообменника путем помещения
источника по оси отверстия и пленки снаружи трубы.
315
Рис. 7.8. Линейный ускоритель, используемый для ра-
диографии сосуда давления
Принципиальные методы ультразвукового контроля сварных
швов [85] показаны на рис. 7.9, а—в. Во всех случаях должен
выбираться такой угол наклона искателя или комбинация иска-
телей, которые обеспечат достаточно большой ультразвуковой
сигнал от плоских дефектов в сварном шве.
При контроле, показанном на рис. 7.9, а, используется иска-
тель совмещенного типа, дающий поперечную волну и устано-
вленный к плоскости сварного шва наклонно. Для исследования
верхней части сварного шва ульт-
развуковой луч отражается от ниж-
ней поверхности листа; если ис-
катель находится в положении 1,
то луч попадает в верхнюю часть
сварного шва, в положении Г —
достигает нижней его части. При
- последовательном зигзагообразном
перемещении искателя из положе-
ния 1 в положение Г и наоборот,
как это показано на нижней части
рис. 7.9, а, можно исследовать
весь сварной шов по глубине и
длине. Если необходимо, то про-
цесс прозвучивания можно повто-
рить с другой стороны сварного
шва. Угол Ф наклона искателя
Рис. 7.9. Ультразвуковой контроль сты-
кового сварного шва:
I — сварной шов; II сканирование
316
выбирается так, чтобы получить отраженный луч, перпен-
дикулярный плоскости сплавления сварного соединения, что
обеспечивает достаточно высокую чувствительность для опре-
деления непровара стенки. Для тонкого листа угол наклона
искателя может достигать 80°, для листа толщиной свыше 60 мм
более удобным является угол 35—45°. При самых больших углах
наклона могут образовываться поверхностные волны, которые
дают ложные сигналы из-за неровностей поверхности.
При изложенной методике контроля искатель всегда остается
на поверхности основного металла, поэтому валик усиления
сварного шва лучше выравнивать заподлицо с поверхностью
листа. Если этого не сделать, то сильные отражения, возникаю-
щие от неровностей поверхности сварного шва, препятствуют
исследованию дефектов, расположенных около верхней и нижней
поверхностей. Также желательно не использовать угол наклона
искателя, при котором луч направляется под углом, равным
примерно 30°, к основному исследуемому дефекту, так как при
таком угле падения наблюдается значительное уменьшение чув-
ствительности из-за превращения поперечной волны в продоль-
ную [86]. Расслоения в основном листе вблизи сварного шва
могут вызвать расслоение лучей. Присутствие слоистых’дефектов
в листе можно установить при контроле, о котором говорилось выше.
Контроль, показанный на рис. 7.9, б, используется для об-
наружения трещин, лежащих в направлении, поперечном к длине
сварного шва. Для того чтобы можно было работать с поверх-
ности листа, искатели 1 и 2 расположены под углом а к стороне
сварного шва так, что поперечные дефекты находятся в оптималь-
ном положении для отражения луча, излучаемого одним иска-
телем и принимаемым другим. Оба искателя имеют одинаковый
угол наклона^ Если валик усиления сварного шва выравнивают
заподлицо с поверхностью листа и шлифуют, то обычный из-
лучающе-приемный искатель можно перемещать по поверхности
сварного шва.
Трещины, которые расположены вертикально к поверхности
сварного шва, определяются с высокой чувствительностью путем
расположения искателей по методу тандем (рис. 7.9, в). Для
прозвучивания сварного шва по глубине два искателя связаны
вместе соответствующим механизмом [87], так что dj + d2 =
= 2 АВ. Искатели должны располагаться под небольшим углом
к плоскости листа, чтобы удовлетворялось соотношение dx =
= d2 = АВ, если исследуется вершина сварного шва. Осно-
вание сварного шва исследуется, когда d2 = АВ/2, dt = ЗДВ/2.
Нужно иметь устройство из четырех искателей, излучающих
поперечные волны [88], для того чтобы можно было определить
форму и расположение дефектов на основании записи относитель-
ных величин сигналов для- каждого из них. Однако трудно сде-
ласть систему из многих искателей достаточно удобной для обыч-
ного использования.
317
При испытании стыковых сварных 'швов искателями, излу-
чающими поперечные волны, не получается донного сигнала,
поэтому необходимо обращаться за помощью к другим средствам
для калибровки чувствительности оборудования. Калибровку
можно получить при использовании образцов определенной формы
[40, 41 [.Можно выбрать такую минимальную чувствительность,
которая была бы достаточной для обнаружения сигналов, воз-
никающих от структуры сварного шва [10].
7.4.2. Сварные швы патрубков. Применение радиографического
метода для контроля сварных швов патрубков связано со значи-
тельными трудностями из-за изменения толщины просвечивае-
мого металла, сложности в выборе направления лучей, для того
чтобы обеспечить выявление различно ориентированных дефек-
тов в сварном шве. Так как сварные швы.патрубков могут быть
различной формы (с частичным и полным проварами) и иногда
выполняются на подкладных кольцах, каждый сварной шов
контролируется отдельно. Методами, используемыми дополни-
тельно к визуальному контролю, являются магнитно-порошко-
вый, капиллярный и ультразвуковой. Иногда во время изгото-
вления проводят испытание на герметичность, чтобы установить
целостность шва после каждого прохода.
Для ультразвукового контроля искатели устанавливают
прямо или наклонно, для того чтобы направить лучи перпенди-
кулярно возможному направлению непровара. Доступными для
перемещения искателей поверхностями являются внутренняя и
внешняя поверхности патрубка и листа. Если сигнал от дефекта
наблюдается, когда прозвучивание проводится с одной поверх-
ности, желательно подтвердить наличие дефекта путем контроля
подходящим искателем с противоположной поверхности. В ли-
тературе [40] описаны методы ручного контроля при прозвучи-
вании сварных швов патрубков различных типов. Часто при
контроле бывает трудно отличить небольшие трещины от ча-
стичного непровара сварного соединения. Автоматический конт-
роль удобно выполнять [88, 89] со стороны отверстия патрубка,
которое наполняется водой для обеспечения иммерсионного кон-
такта.
7.4.3. Угловые сварные швы. Проблемы контроля угловых
сварных швов очень похожи на проблемы.контроля сварных швов
патрубков, но при нерезко выраженной кривизне листа они
являются иногда менее трудными. Возможно применение радио-
графического контроля, но ультразвуковой метод является более
надежным и некоторые варианты его использования описаны
в литературе [86].
Для прозвучивания угловых сварных швов требуются прямые
и наклонные искатели совмещенного типа. Помимо включений
и пор хорошо обнаруживаются внутренние дефекты типа непро-
вара и трещины у кромки наружной поверхности сварного шва,
которые могут быть связаны с наличием расслоений в листе.
318
Рис. 7.Ю. Ультразвуковой контроль
углового сварного шва
На рис. 7.10 показана схема
ультразвукового контроля для
определения дефектов такого
типа. При расположении иска-
телей, излучающих поперечные
волны, в точках 1—4 можно вы-
явить растрескивания у кромки
вблизи наружной поверхности
сварного шва; при перемещении искателей около этих точек
можно прозвучить весь объем сварного соединения. Искатель,
излучающий поперечные волны и находящийся в точке 5, или
искатель, излучающий продольные волны и находящийся
в точке 6, можно использовать для определения непровара и
слоистых дефектов в угловом сварном шве.
До начала исследования ультразвуковыми методами сварной
шов должен быть обследован визуально на отсутствие наруж-
ных дефектов магнитными или капиллярными методами. Если
поверхность сварного шва не выровнена, эти методы не дают
удовлетворительных результатов.
7.5. Приемочные испытания
После завершения изготовления сосуд давления подвергается
испытанию давлением. Основные причины необходимости испы-
тания заключаются в следующем:
гарантировать обслуживающему персоналу безопасность от
взрыва;
продемонстрировать, что в сосуде нет дефектов, через которые
могут возникнуть течи;
подтвердить, что запас прочности сосуда выше требуемого,
что он позволяет выдержать расчетное рабочее давление и имеет
такой запас прочности, при котором не будут наблюдаться де-
формации;
уменьшить концентрацию напряжений в локальных областях
путем создания пластической деформации.
При испытании давление поднимается до величины, которая
в К раз больше расчетного безопасного давления. Коэффициент К
может иметь значение до 1,5 в зависимости от технических усло-
вий, материала сосуда и метода создания давления. Для целей
испытания эквивалентное расчетное давление определяется из
формулы
Pfaf
ft а-с) ’
319
где р — расчетное давление при рабочей температуре; — рас-
четное напряжение при рабочей температуре; fa — расчетное
напряжение при температуре испытания; t — номинальная тол-
щина стенки; с — допуск на уменьшение толщины стенки при
коррозии.
Таким образом, максимальное давление при испытании
Если из-за сложности расчета возникает неопределенность
при вычислении безопасного давления опрессовки, сосуд, изго-
товленный из пластичного материала, может быть подвергнут
испытанию «методом проб». При таком испытании давление по-
вышается ступенями до тех пор,' пока датчики деформации не
покажут наличие пластической деформации при давлении ру.
Допустимое рабочее давление при температуре эксплуатации
: -- ' __ 1 — с)1
И-Л - рэ~к1 fat Г
7.5.1. Методы создания пробного давления. В качестве среды
для создания давления в сосуде может быть использована жид-
кость (вода) или газ (воздух). Исходя из безопасности, гидравли-
ческие испытания являются в основном предпочтительными перед
пневматическими, потому что энергия, накапливаемая в системе
при пневматических испытаниях, на несколько порядков больше,
чем при гидравлических. Однако даже при гидравлических испы-
таниях последствиями разрушения большого сосуда нельзя
пренебрегать, в частности, если не предусмотрено наличие отвер-
стий для выпуска воздуха, чтобы предотвратить образование
воздушных карманов во время наполнения сосуда. По различным
причинам может оказаться непрактичным проведение гидравли-
ческих испытаний; в таких случаях допускаются пневматические
испытания с соблюдением необходимых предосторожностей для
защиты обслуживающего персонала. Пневматические испытания
проводят только в тех случаях, когда:
промышленное использование сосуда не допускает наличия
даже следов влаги;
конструкция сосуда не приспособлена для наполнения водой;
статические нагрузки, создаваемые водой, недопустимы с точки
зрения прочности опор сосуда и фундамента;
необходимо испытание на герметичность газом под давлением. •
Перед проведением пневматических испытаний должны быть
установлены специальные условия, касающиеся состояния сосуда;
например, если материал сосуда склонен к переходу из хрупкого
состояния в вязкое, то температура испытания должна превы-
шать температуру перехода, которая определена на образцах
при ударных испытаниях.
320
Для безопасного проведения испытания требуется контрольно-
измерительная аппаратура для контроля или записи температуры,
давления и деформации сосуда. При пневматических испытаниях
давление увеличивают ступенями, а интервалы времени между
ступенями давления используют для наблюдения за герметич-
ностью и показаниями датчиков деформации. Окончательные
испытания на герметичность проводят примерно при расчетном
давлении. Показания датчиков деформации также снижают во
время ступенчатого понижения давления.
7.5.2. Испытания на герметичность. Во время гидравлических
испытаний неплотные места будут обнаруживаться просачива-
нием воды, но если сосуд будет использоваться в качестве резер-
вуара для газа, то для оценки герметичности могут потребоваться
испытания, при которых давление создается с помощью газа,
даже если основное испытание давлением проводится гидравли-
ческим методом. В этом случае важно, чтобы испытание газом
на герметичность проводилось перед гидравлическим испытанием.
Это необходимо для того, чтобы устранить возможное закупори-
вание неплотных мест водой, взвешенными частицами или про-
дуктами коррозии. Давление газа при испытаниях не должно
превышать 10% расчетного давления. Испытание на герметич-
ность можно проводить при различных уровнях чувствительности
приборов в соответствии с требованиями 142, 93] по проведению
соответствующих испытаний. При пневматическом приемочном
испытании сосуд исследуется на герметичность при давлении,
приближающемся к максимальному рабочему давлению. При
таких условиях утечку можно определить по количеству газа,
необходимому для достижения определенного давления, или по
скорости уменьшения давления в сосуде. Простыми методами для
нахождения негермет'ичных зон являются метод мыльных пленок
[42] или ультразвуковой метод обнаружения мест течи по шуму
струи [93]. Более точные методы, которые являются более чув-
ствительными по сравнению с методами, приведенными выше,
требуют использования специальных приборов и течеискателей,
7.6. Контроль работающих сосудов
Данные замечания в основном касаются не сосудов для атом-
ных электростанций, так как их контроль в процессе эксплуата-
ции выдвигает особые требования, которые подробно обсуждались
на симпозиуме, проведенном Международным агенством по атом-
ной энергии (IAEA) [94].
Во время работы сосуда существуют различные виды дефектов
износа. Уменьшение толщины стенки и точечное выкрашивание
поверхности являются результатом коррозии. Коррозия может
наблюдаться при контакте разнородных материалов, а в областях
высоких напряжений может быть связана с образованием трещин.
21 Р. Никольс 321
Продукты коррозии могут также привести к водородному или
кислородному охрупчиванию материала. Там, где в системе
наблюдается турбулентное движение или движение с большими
скоростями, уменьшение толщины материала может наблюдаться
в результате эрозии и кавитации.
Работа при высоких температурах и давлениях может вызвать
изменение свойств материала из-за старения, увеличение дефор-
маций вследствие ползучести, а флуктуации давления могут
вызвать образование или развитие усталостных трещин. Таким
образом, желательным является периодический контроль, для
определения изменений размеров сосуда, образования и развития
трещин, общего и локального уменьшений толщины стенки сосуда.
Особенности контроля и применяемые методы зависят от степени
опасности, связанной с разрушением сосуда. Периодический
контроль должен включать визуальное обследование внутренней
и внешней поверхностей сосуда.
Правила контроля мощных котлов приведены в разделе VII
стандарта ASME [4]. Требуется по крайней мере ежегодный кон-
троль для проверки изменений в сосуде и его герметичности.
Внутренний контроль направлен главным образом на повторное
исследование дефектов; вопрос о необходимости их исправления
решается на основании сопоставления с результатами ранее про-
веденного контроля. После визуального обследования окисленной
поверхности поверхность зачищается от накипи до металличе-
ского блеска, для того чтобы провести контроль на отсутствие
трещин, точечной коррозии и эрозии. Когда на основании резуль-
татов контроля проводят , исправление дефектов, необходимо
осуществить последующие испытания сосуда давлением.
Там, где это возможно, проводится визуальное обследование
сварных швов и наиболее напряженных областей. Для осуще-
ствления визуального контроля можно использовать зеркала,
перископы и другие средства. Можно потребовать проведения
испытания давлением каждые четыре года, если сосуд не имеет •
полного доступа для контроля. Испытание на герметичность
допускается, когда нельзя по всем правилам провести контроль
других видов.
Контроль с использованием различных методов и с примене-
нием контрольно-измерительной аппаратуры можно дополнить
визуальными наблюдениями. Использование этих методов часто
зависит от возможности доступа к поверхности сосуда, требова-
ний по удалению изоляции и других посторонних деталей.
Из числа ранее описанных методов контроля чаще всего используют .
ультразвуковой метод для обнаружения трещин. В качестве до-
полнительного предложен метод регистрации эмиссии упругих
волн напряжений. Хотя таким методом можно обнаружить зарож-
дение трещин и их рост, достоверность полученных результатов
является функцией размера сосуда, возможности оценить об-
ласти, где зарождение трещины является наиболее вероятным,
322
и времени, которое имеетяс в распоряжении для подробного иссле-
дования.
.Уменьшение толщины стенки при интенсивной коррозии можно
измерить ультразвуковыми методами.
7.7. Проблемы и дальнейшие разработки методов
контроля
Проблема влияния дефектов и возможности отклонения от
стандартов до сих пор является дискуссионной, и невозможно
рассмотреть все аргументы, чтобы прийти к рациональному заклю-
чению. Достаточно сказать, что не следует контролировать каче-
ство материала, а надо контролировать качество изготовления.
Если соответствующий контроль ведется, то объем последующего
контроля можно уменьшить до уровня, который является до-
статочным для проверки соблюдения технологии и требований на
изготовление.
Тот факт, что много тысяч сосудов давления работают или
завершили свой срок службы без катастрофического разрушения,
указывает, что или расчет проводился с достаточным запасом
прочности, или, за некоторым исключением, методы контроля
были достаточно строгими. Можно также привести тот довод, что
испытания, которым подвергаются сосуды давления, не гаран-
тируют полного отсутствия дефектов. Вероятно, многие работа-
ющие сосуды содержат дефекты, которые были, возможно, про-
пущены во время контроля. Следовательно, можно предположить,
что более мелкие дефекты, которые не были обнаружены при про-
изводственном контроле, способны расти во время работы сосуда
до критических размеров.
Методы, которые применяются для контроля в процессе
изготовления и испытания выполненных сосудов, являются очень
дорогостоящими, так как требования на приемку с точки зрения
отсутствия дефектов повышаются иногда только из-за повышения
чувствительности методов. Если бы можно было доказать, что
дефекты, хотя и являются большими, но не развиваются во время
работы сосуда, то это являлось бы некоторым оправданием рас-
ходов на контроль. Эксперименты по разрыву сосудов давления,
содержащие искусственные дефекты (надрезы), показывают, что
при современных уровнях расчетного напряжения дефекты в виде
трещин значительной длины могут существовать в конструкции,
не вызывая разрушения.
Особое внимание в будущем, таким образом, следует уделить
научным исследованиям, которые приведут к идентификации
размера и типа дефектов, обладающих способностью расти до
критических размеров во время работы сосуда. До тех пор пока
практически определения этих потенциально опасных критиче-
ских дефектов не станут возможными, жесткие требования на
контроль, существующие сейчас, сохранятся.
21* 323
При отсутствии способов определения дефе'ктов, которые могут
стать критическими во время работы сосуда, можно ожидать
разработок новых методов контроля, особенно для обнаружения
дефектов в наиболее напряженных местах сосудов. К особенно-
стям такого контроля можно отнести трудности, связанные,
например, с выбором места для контроля и доступом к этим местам.
Возможно, эти проблемы будут решены после исследований явле-
ния эмиссии волн напряжения. Этот метод основан на обнару-
жении и идентификации ультразвукового или звукового сигналов
от растущей трещины. Эксперименты показали, что существует
линейное соотношение между скоростью роста усталостных тре-
щин и амплитудой эмиссии волны напряжения. Дак как трещина
вначале удлиняется постепенно, то интенсивность волн напря-
жения увеличивается также постепенно. Но предполагается, что
когда размер трещины становится выше критического, наблюдается
внезапное увеличение интенсивности излучения волн напряжения.
Это происходит в начале периода быстрого развития трещины.
Звуковые сигналы, испускаемые металлами, работающими
под напряжением, возникают из-за пластической деформации
(скопления и перемещения дислокаций). Научные работники
США считают, что излучения этого типа можно отличить [99,
1001 от других излучений по большей длительности и более
низкой амплитуде, например, чем импульсное излучение, связан-
ное с ростом трещины.
Метод эмиссии волн напряжения можно применить во время
гидравлического испытания сосудов давлением; при пользовании
по крайней мере тремя детекторами, расположенными в вершинах
треугольника [101], можно определить место расположения тре-
щины. Определение областей излучения волн напряжения во
время испытания давлением должно помочь в идентификации
областей, требующих наблюдения в течение срока службы со-
суда. Установлено, что образование трещин площадью больше
чем 254-5 мм2 приводит к возникновению акустической эмиссии,
которую можно зафиксировать на расстоянии 4,88 м от источ-
ника.
Можно ожидать последующего улучшения и усовершенство-
вания существующих методов определения мест нахождения
трещин и оценки их размеров: например, метод использования
магнитных пленок, лаков [102] и клеев, которые дозволяют пере-
нести «магнитный рельеф» из мест, относительно недоступных
для наблюдения, в более удобное место, где его можно исследо-
вать с помощью магнитного порошка или проанализировать на
оборудовании с применением магнитного поля. Использование
токов высокой частоты для определения глубины трещин, выходя-
щих на поверхность, также позволяет определить кинетику
роста трещин под напряжением.
В заключение следует сказать, что основные методики контроля
материалов и изготовления сосудов давления в настоящее время
324
достаточно хорошо известны и включены в стандарты и техниче-
ские требования.
Различные национальные стандарты имеют много общего,
и, возможно, что со временем различия, которые существуют,
будут устранены и составлены рациональные международные
рекомендации. Однако современные методики, на основании кото-
рых эти международные рекомендации будут составлены, пред-
полагают, что такая рационализация не будет осуществлена в бли-
жайшем будущем. Следует ожидать дальнейших усовершенство-
ваний методов неразрушающего контроля, принятых в настоящее
время в качестве приемочных для сосудов давления. Становится
все более ясным, что радиография, помимо того, что она является
дорогостоящей, не является идеальным методом для определения
критических дефектов в виде трещин.
Дальнейший успех развития обоснованного и экономичного
контроля зависит главным образом от научных исследований
практического определения потенциального опасного дефекта
с точки зрения размера, формы и ориентации, связанных с напря-
жением и, возможно, с другими факторами, которые могут ока-
зать влияние на рост дефекта при работе сосуда.
ЛИТЕРАТУРА
1. BS 1515: Fusion Welded Pressure Vessels for Use in the Chemical, Petro-
leum and Allied Industries. Part 2, 1968, Austenitic Stainless Steels.
2. ISO Draft Recommendation No. 851. Rule for Construction of stationary
Boilers.
3. Lancaster, J. F. (1962). A Comparison of United States, European and
British Commonwealth Codes for the Construction of Welded Boilers and Pressure
Vessels. Proc. Symposium on Pressure Vessel Research towards Better Design,
Paper 13, 207—25, Inst. Meeh. Eng., London.
4. ASME Boiler and Pressure Vessel Code. Section I, Power Boilers; Sec-
tion II, Materials Specification; Section III, Nuclear Vessels; Section VII, Suggested
Rules for Care of Power Boilers; Section VIII, Unfired Pressure Vessels; Section IX,
Welding Qualifications.
5. BS 1500—-Fusion Welded Pressure Vessels for General Purposes. Part 1,
1958, Carbon and Low Alloy Steels: Part 3, 1965. Aluminium.
6. BS 1515: Fusion Welded Pressure Vessels for Use in the Chemical, Petroleum
and Allied Industries. Part 1, 1965, Carbon and Ferritic Alloy Steels.
7. BS 3915: 1965—Carbon and Low Alloy Steel Pressure Vessels for Primary
Circuits of Nuclear Reactors.
. 8. Rules and Regulations for the Construction and Classification of Steel
Ships, Chapter J, Boilers and Other Pressure Vessels. Lloyds Register of Shipping,
London, 1965.
9. Rules for the Construction, Testing and Scantlings of Metal-arc Welded
Steel Boilers and Other Pressure Vessels. Associated Offices Technical Committee,
1965.
10k Rules and Recommendations for the Non-destructive Testing of Engi-
neering Components. Associated Offices Technical Committee, 1965.
11. Survey of Pressure Components for Land Based Nuclear Installations.
Provisional Requirements 1960. Lloyds Register of Shipping, Land Division.
12. Nuclear Power Stations Steel Pressure Bearing Components of Reactor
Circuits, Schedule of Pre-commissioning Inspections and Supplementary Require-
ments. Associated Engineering Insurers (British Electricity) Management Committee.
Inspecting Offices Sub-Committee, Manchester, 1962.
325
13. BS 1501—6: 1958—Steels for Use in the Chemical, Petroleum and Allied
Industries.
14. BS 1501: 1964—Steels for Fired and Unfired Pressure Vessels. Plates.
15. BS 1510: 1958—Steels for Use in the Chemical, Petroleum and Allied
Industries (Low temperature supplementary requirements to BS 1501—6).
16. BS 1470: 1963—Wrought Aluminium and Aluminium Alloys for General
Engineering Purposes.
17. BS 1490: 1963—Aluminium and Aluminium Alloy Ingots and Castings
for Genaral Engineering Purposes.
18. BS 18: 1962—Methods for Tensile Testing of Metals. _
19. BS 1639: 1964—Methods for Bend Testing of Metals.
20. BS 131:—Methods for Notched Bar Tests. Part 2: 1959, The Charpy V-notch
Impact Test.
21. ASTM A393-66—Recommended Practices for Conducting Acidified Copper
Sulphate Test for Intergranular Attack in Austenitic Steel.
22. BS 4124—Non-destructive Testing of Steel Forgings. Part 1: 1967, Ultra-
sonic Flaw Detection; Part 2: 1968, Magnetic Flaw Detection; Part 3: 1968, Pe-
netrant Flaw Detection.
23. ASTM A388-67— Recommended Practices for Ultrasonic Testing and
Magnetic Inspection of Heavy Steel Forgings.
24. BS 4080: 1966—Methods for Npn-destructive Testing of Steel Castings.
25. BS 3889—Methods for Non-destructive Testing of Pipes and Tubes. Part
1A: 1965, Ultrasonic Testing of Ferrous Pipes (excluding Cast); Part 2A: 1965, Eddy
Current Testing of Ferrous Pipes and Tubes; Part 2B: 1966, Eddy Current Tasting
of Non-ferrous Tubes; Part ЗА: 1965, Penetrant Testing of Ferrous Pipes and Tubes;
Part 4A: 1965, Magnetic Particle Flaw Detection: Ferrous Pipes and Tubes.
26. THE Series. The British Standards Institution.
27. BS 2645—Tests for Use in the Approval of Welders. Part 1: 1955, Manual
Metal-arc and Oxy-acetylene Welding of Mild Steel and Low Alloy Steel Sheets,
Plates and Sections; Part 2: 1956, Manual Metal-arc and Oxyacetylene Welding
of Mild Steel and Low Alloy Steel Pipelines and Pipe Assemblies.
28. ASTM E94-62T—Tentative Recommended Practice for Radiographic
Testing.
29. ASTM E99-63—Reference Radiographs for Steel Welds.
30. BS 2600: 1962—General Recommendations for the Radiographic Examina-
tion of Fusion Welded Butt Joints in Steel.
31. BS 2910: 1965—General Recommendations for the Radiographic Examina-
tion of Fusion Welded Circumferential Butt Joints in Steel Pipes.
32. BS 3451: 1962—Testing Fusion Welds in Aluminium and Aluminium
Alloys.
33. BS 3971: 1966—Image Quality Indicators for Radiography and Recommen-
dation for their Use.
34. BS 499—Welding Terms and Symbols. Part 3: 1965, Terminology of and
Abbreviations for Fusion Weld Imperfections as Revealed by Radiography.
35. ASTM E109-63—Standard Method for Dry Powdar Magnetic Particle
Inspection.
36. BS 4069: 1966—Magnetic Flaw Detection Inks and Powders.
37. ASTM El65-65—Standard Methods for Liquid Penetrant Inspection.
38. ASTM El 14-63—Recommended Practice for Ultrasonic Testing by the Re-
flection Method using Pulsed Longitudinal Waves induced by Direct Contact.
39. ASTM El64-65—Method for Ultrasonic Contact Inspection of Weldments.
40. BS 3923—Methods for Ultrasonic Examination of Welds. Part 1: 1965,
Manual Examination of Circumferential Butt Welds in Pipes; Part 2: 1965, Auto-
matic Examination of Welded Seams; Part 3: 1965, Manual Examination of Nozzle
Welds.
41. BS 2704: 1966—Calibration Blocks and Recommendations for Their Use
in Ultrasonic Flaw Detection.
42. BS 3636: 1963—Methods for proving the Gas Tightness of Vacuum or Pres-
surised Plant.
326
43. Carson, H. L. (1968). Non-destructive testing, Research and Practice 1 (3),
142—3.
44. Nichols, R. W. (Chairman) (1969). ‘Report of the Committee of Enquiry
on Pressure Vessels', vol 2, Appendices F, P and U. HM Stationery Office, London.
45. Cowan, A. et al. (1967). Irradiation damage in mild steel: a comparison
of crack arrest test and Charpy criteria and influence of -neutron spectrum.
Am. Soc. Testing Mater. Spec. Tech. Publ. No. 426, 107—32.
46. Siegmund, W. P. (1968). The Use of Fibre Optics in Optical Inspection
and Monitoring. USAEC Report Conf. 671011, 273—82.
47. Godwin, N. F. and Jackson, H. (1964). The magnetic detection of sub-
surface defects in steel. Brit. J. Non-bestructive Testing 4 (2), 41—55.
48. King, W. G. (1967). A practical introduction to magnetic particle testing.
Non-bestructive Testing, Research and Practice 1 (2), 84—90.
49. DEF-151, HM Stationery Office, London, 1965.
50. Thomas, W. E. (1964). An analytical approach to penetrant performance,
in Non-Destructive Testing', Proceedings of the Fourth International Conference
on NDT, London, 1963, 1—15. Butterworths, London.
51. de Sterke, A. (1968). A practical introduction to penetrants. Non-bestructive
Testing, Research and Practice 1 (5), 306—7.
52. Rockley, J. C. (1964). ‘An Introduction to Industrial Radiology'. Butter-
worths, London.
53. Halmshaw, R. (ed.) (1966). ‘The Physics of Industrial Radiology'. Heywood,
London.
54. ‘Industrial Radiography'. Kodak, London.
55. Ionising Radiations (Sealed Sources) Regulations 1961. Statutory Instru-
ment No. 1470, 1961. H. M. Stationery Office, London.
56. ‘Halmshaw, R. and Pollitt, C. G. (1959). Radiology with high energy X-rays,
Progress in Non-destructive Testing', vol 2. Heywood, London.
.57 . Godwin, N. F. and Jackson, H. (1963). Assessment of the Institute of
Welding experimental radiographic penetrameter. Brit. J. Non-destructive Testing
5(2), 50—8.
58. Hanstock, R. F. (1961). Electron accelerators for site radiography, Nucl.
Power, Feb., 69—71.
59. Pollitt, C. G. (1962). Radiographic sensitivity. Brit. J. Non-destructive
Testing 4 (3), 71—80.
60. Limitations of Radiography in Detecting Crack-like Defects in Thick
Sections. Technical Report 1962, Vol. 4 (March), 71—87. British Engine, Boiler
and Electrical Insurance Co. Ltd., Manchester.
61. Rodgers, A. and Fuller, M. T. (1968). Enclosures for industrial radiography.
X-ray Focus 8 (3), 1—5.
62. de Sterke, A. (1967). Some aspects of radiography and ultrasonic testing
of welds in steel with thicknesses from 100—300 mm. Brit. J. Non-destructive
Tecting 9 (4), 94—107.
63. McMaster, R. C. (ed.) (1959). ‘Non-destructive Testing Handbook', vol. II.
Ronald Press, New York.
64. Wells, L. H. (1968). Basic ultrasonics. Non-destructive Testing, Research
and Practice 1 (4), 233—6; 1 (5), 291—6.
65. Walker, D. С. B. and Lumb, R. F. (1964). Piezo-electric probes for immer-
sion ultrasonic testing. Appl. Mater. Res., 176—83, July.
66. Mayer, W. G. (1965). Energy partition of ultrasonic waves at Flat boun-
daries. Ultrasonics, 62—8, April—June.
67. BS 4331: Part 1: 1968—Methods for Assessing the Performance Characteris-
tics of Ultrasonic Flaw Detection Equipment.
68. IIS/IIW-278-67. Recommended Procedure for Determination of Certain
Ultrasonic Pulse-echo Equipment Characteristics by the IIW Calibration Block,
Welding in the World 6 (1), 2—7, 1968.
69. Nichols, R. W. Private communication.
70. Sproule, D. O. (1967). Information from ultrasonic flaw detection system.
Non-destructive Testing, Research and Practice 1 (2), 91—8.
327
71. Krautkramer, H. (1964). Application of the ultrasonic pulse-echo method
for direct measurement of distance, length and wall thickness, in ‘Non-Destructive
Testing*, Proceedings of the Fourth International Conference on NDT, London,
1963, 155—8. Butterworths, London.
72. Hanstock, R. F. (1966). NDT at Culcheth, Atom No. 114, 84—7, April.
73. Tait, W. H. (1937). An instrument for measuring the thickness of coatings
on metals. J. Sci. Instr. 14 (10), 341—3.
74. Neubert, H. К. P. (1967). ‘Strain Gauges—Kinds and Uses', 331—4.
Macmillan, London.
75. Holister, G. S., Jones, W. E. M. and Luxmore, A. R. (1966). A Moire
extensometer. Strain 2 (4), 27—33.
76. Staats, H. N. (ed.) (1955). ‘Principles of Stress Cost'. Magnaflux Corpo-
ration, Chicago.
77. BS 4336: 1968—Part 1A. Ultrasonic Detection of Laminar Imperfections
in Ferrous Wrought Plate.
78. Chattaway, M. D. (1964). Some developments in ultrasonic testing for
steel tube production, Proceedings of the Fourth International Conference on NDT,
in ‘Non-Destructive Testing', 261—6. Butterworths, London.
79. Hanstock, R. F., Lumb, R. F. and Walker, D. С. B. (1964). Ultrasonic
inspection of tubes. Ultrasonics 2, 109—19, July—Sept.
80. Holt, D. (1968). ‘The Influence of Weld Defects in Service', Proceedings
of the First Conference |on Significance of Defects in Welds, London, 1967. The
Welding Institute.
81. BS 2633: 1966—Class I, Arc Welding of Ferritic Steel Pipework for Car-
rying Fluids.
82. Minikin, L. (1662). The linear accelerator and site radiography. Brit. J.
Non-destructive Testing 4 (1), 30—6. —
83. Wood, J. S. (1962). Inspection and approval of welded plant. Brit. Wel-
ding J. 9(2), 70—8.
84. Harris, H. (1963). Some recent developments in pressure vessel fabrication.
Brit. Welding J. 10 (4), 132—8.
85. Lifting, B. G. (1967). NDT methods and the assessment of weld defects.
Welding and Metal Fabrication 35 (11), 435—40.
86. Carson, H. L. (1961). Ultrasonics and the examination of welds. Welding
and Metal Fabrication 29 (11), 437—45.
87. Lack, B. J. (1962). Ultrasonic examination of welds in thick plate using
a double probe in-line technique. Brit. Welding J. 9 (2), 54—60.
88. Hanstock R. F. (1964). Development of radiographic and ultrasonic methods
of inspecting nuclear reactor pressure vessels, In ‘ Non-Destructive Testing', Pro-
ceedings of the Fourth International Conference on NDT, 249—54. Butterworths,
London.
89. Hanstead, P. D. and McElwee, I. (1964). Automatic ultrasonic inspection
of nozzle welds in nuclear reactor pressure vessels, in ‘Non-Destructive Testing*,
Proceedings of the Fourth International Conference on NDT, 255—60. Butterworths,
London.
90. Higginson, R. (1968). Over-pressure Testing of Pressure Vessels, Technical
Report, vol. 8, 29—40, British Engine, Boiler and Electrical Insurance Co. Ltd.,
Manchester.
91. Tiffany, C.- F. and Masters, J. N. (1965). Applied fracture mechanics, in
Fracture Toughness Testing. Am. Soc. Testing Mater. Spec. Tech. Publ. No. 381.
92. Irvine, W. H. (1965 and 1966). Fracture Mechanics Applied to the Opera-
tion and Inspection of Reactor Pressure Vessels. UKAEA Health and Safety Branch
Reports, Nos. 115 and 143.
93. Mann, C. A. (1968). Leak testing. Non-destructive Testing, Research and
Practice 1 (4), 237—41; 1 (5), 317.
94. Recurring Inspection of Nuclear Reactor Steel Pressure Vessels. Report
of a Symposium held at Pilsen, October, 1966. IAEA, Vienna, 1968.
95. Kellerman, O. (1968). Recurring Inspection of Nuclear Steel Pressure
Vessels. IAEA Technical Report Series No. 81, 5—13, Vienna.
328
96. .Hartbower, С. E., Gerberich, W. W. and Commons, P. P. (1968). Monitoring
subcritical crack growth by detection of elastic stress waves. Welding J. 47 (1)
1—18s.
97. Significance of Defects in Welds, Proceedings of the First Conference,
London, February 1967. Welding Institute, London, 1968.
98. Significance of Defects in Welds, Proceedings of the Second Conference,
London, 1968. Welding Institute, London, 1969.
99. Parry, D. L. (1968). Non-destructive Testing in Nuclear Power Installa-
tions. AEC Conf.-671011, 107—26, January.
100. Pedersen, H. N. and Spanner, J. C. (1968). Detection, Location and Cha-
racterisation of Flaw Growth in Metals using Acoustic Emission Methods AEC
Conf.-671011, 163—4, January.
101. Green, A. T. and Hartbower, С. E. (1968). Stress Wave Techniques for
Detection of Incipient Failure. AEC Conf.-671011, 127—62, January.
102. Birchon, D., Bromley, D. E. and Wingfield, P. M. (1967). Some recent
developments in non-destructive testing. Engineer 224 (5832), 590—2.
Г лава 8
РАСЧЕТ СОСУДОВ ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ
Ниже дается несколько аналитических методов определения
напряжений в сосудах высокого давления. Рассматриваются
однослойные (моноблочные) и многослойные сосуды и описывается
их поведение при статических, динамических и высокотемператур-
ных условиях нагружения. Универсального метода расчета,
приемлемого для сосудов высокого давления, нет, поэтому опи-
сывается только несколько частных расчетных методик. В основ-
ном сосуды высокого давления рассчитывают в соответствии с при-
нятыми стандартами, т. е. стандарты используются в качестве
руководства при создании безопасных и экономичных сосудов
давления. При расчете сосудов высоких давлений приходится
делать многочисленные отклонения от стандартов, поэтому надеж-
ность принятых методов расчета должна проверяться на практике.
.Стандарты и технические требования, определяющие расчет
сосудов давления, подробно разработаны для давлений, не пре-
вышающих 210 кгс/см2. В области примерно 210—280 кгс/см2
большинство расчетов можно выполнять в соответствии с основ-
ными правилами стандарта, но с более высоким запасом на повы-
шение расчетных напряжений, которые проверяются подробным
анализом напряжения, а иногда специальными испытаниями.
Для давлений, превышающих 280 кгс/см2, расчет становится
очень специфичным, так как для сосудов используются высоко-
прочные материалы и применяются специальные соединения
в конструкции, выполненные горячей посадкой, автофреттаж
и другие способы. В общих чертах американская практика расчета
отражена Миллсом [1], а британская — Маннингом [2] и То-
ном [3], где также даны сведения о материалах, их свойствах
и ограничениях, а также об изготовлении сосудов и связанных
с ними проблемах.
Многие методы, используемые для расчета сосудов низкого
давления, также применяются для расчета сосудов высокого
давления. Сварка является крайне важным методом изготовления.
Расчет по этому вопросу см. в гл. 6, в работе Миллса [1 ], а также
в стандарте ASME [7]. Проблемы, касающиеся уплотнений,
рассмотрены в работах [6, 7, 9 и 10], а специальные затворы для
сосудов, работающих при высоких давлениях, описаны в рабо-
тах [3, 9, 10, 11]. Большинство сосудов давления имеют полу-
сферические или эллипсоидные днища [3, 5, 8]. Для расчета
330
сосудов низкого давления выбор материалов определяется пра-
вилами стандарта, который применяется .в стране, где должен
эксплуатироваться сосуд. При расчете сосудов высокого давления
конструктор независим при выборе материала и может исполь-
зовать большое их разнообразие. В любом случае конструктор
должен получить гарантии в том, что используемые материалы
имеют необходимые не только статические, но и динамические
свойства. Таким образом, требуется очень подробная информация
по пределу прочности и пределу текучести, ударной вязкости,
характеристикам ползучести и длительной прочности, а также по
чувствительности к надрезу. В частности, следует уделять серьез-
ное внимание рассмотрению вязкости разрушения (см. гл. 4 и 5).
8.1. Ограничения обычного метода расчета
при использовании его
для расчета толстостенных сосудов
Установим, является ли сосуд толстостенным или тонкостен-
ным. В основном критерий толстостенности определяется отно-
шением диаметра к толщине стенки. Сосуд считается толстостен-
ным, если толщина его стенки превышает одну десятую внутрен-
него диаметра. Точные аналитические формулы, строго говоря,
одинаковы для толстостенных или тонкостенных сосудов. Так
называемая безмоментная формула напряжений для тонкостен-
ного сосуда предполагает однородность напряжения по толщине
стенки; таким образом, эта формула, по существу, не точная
(но очень полезная). Для расчета напряжений в сосудах любого
типа имеется только одна аналитическая формула, основанная
на условиях равновесия, совместности деформаций и граничных
условий. Существуют отдельные примеры, когда в зависимости
от размера сосуда, уровня напряжения и приложенного давления
в формулах делаются упрощения. Таким образом, подразделение
сосудов на толстостенные или тонкостенные является условным,
и они рассчитываются по различным формулам.
Вывод уравнений, предназначенных для расчетов в области
упругости, основан на известном решении Ламе [12]. Эти урав-
нения в принципе пригодны для расчета всех цилиндров безотно-
сительно к толщине стенки и могут считаться' точными. Однако
чтобы облегчить вычисления, возможны некоторые упрощения.
При введении в США стандарта на сосуды давления было уста-
новлено, что в определенных областях использования формулу
Ламе можно упростить, не уменьшая надежность сосуда [7 ].
Например, формулу для окружного напряжения [уравнение
(8.18)] можно записать в виде
= а + м(1 -Н/а)/(2 + //«)! ’
331
которая для небольших значений толщины стенки t сосуда при
действии внутреннего давления принимает вид
aft = py. (8.2)
Формула (8.2) приближенная, но дает удовлетворительные
результаты при На < 0,5 и значении plah, не превышающем
0,385. Стандарт на сосуды давления рекомендует более простую
формулу
п t .Q Q.
Р~ a + Ofit ’
где S — допустимое напряжение; Е — коэффициент прочности
сварной конструкции.
Эта формула выводится из уравнения (8.1) при На = 0,5.
Таким образом, стандарт на сосуды давления реально позволяет
использовать уравнение Ламе. Чтобы ограничить использование
упрощенной формулы, в стандарте в качестве особого условия
оговаривается, что формула недействительна, если толщина
стенки превышает половину внутреннего радиуса цилиндра или
если давление превышает 0.385SE. Подобный расчет1 можно
сделать и для осевого напряжения, где стандарт для определения
допустимого давления предлагает формулу
_ 2SEt
Р~ а —0,42 •
(8.4)
В этом случае толщина стенки также не может превышать поло-
вину внутреннего радиуса, а давление не может быть более 1.25SE.
Аналогичные уравнения были предложены для трубопровода
высокого давления [4].
Анализ сферических оболочек был сделан таким же образом,
как и для цилиндров, и стандарт для них дает формулу
_ 2SEt
Р~ а 4-0,2/ ’
(8.5)
указывая, что толщина стенки не должна превышать 0,356 а,
а давление 0,665SE. Область давлений, обычно рассматриваемая
стандартом ASME на сосуды давления, составляет 1—210 ат.
Любое давление, превышающее 210 кгс/сма, считается высоким,
и в этом случае расчет должен вестись с использованием формул
для толстостенных сосудов.
Другим аспектом, зависящим от толщины стенок сосуда,
является эффективность коэффициента безопасности. Часто, осо-
бенно для расчетов сосудов высокого давления, основанных на
стандарте, не предусмотрен коэффициент безопасности на разрыв,
так как стандарт не учитывает влияние предела текучести на
разрыв сосудов давления. Ниже будет показано, что коэффициент
безопасности при разрыве зависит как от отношения внешнего
332
диаметра сосуда к внутреннему, так и от свойств материала
(отношение Оу1аи)- Таким образом, для расчета безопасности
должны быть известны соответствующие свойства материалов и
установлены такие коэффициенты безопасности, которые согла-
суются с этими свойствами и геометрией сосуда. Кроме этого,
конечно, необходимо рассмотреть поведение материала при уста-
лости, ползучести, а также условия распространения трещины.
8.2. Теоретические аспекты расчета толстостенных
сосудов в пределах упругости
8.2.1. Моноблочный цилиндр под давлением. Поперечное сече-
ние исследуемого цилиндра показано на рис. 8.1. В силу осесим-
метричности деформаций касательные напряжения отсутствуют,
и, таким образом, на расстоянии г от оси цилиндра условие рав-
новесия элемента имеет вид
аЛ-аг-г^ = 0. (8.6)
Уравнение (8.6) является основным соотношением равновесия,
действительным как в упругой, так и в пластической области
деформаций. Чтобы решить это уравнение относительно напря-
жений, необходимо получить второе соотношение. Для этого
рассмотрим деформации. Так как деформация сосуда осесим-
метрична, то она постоянна в направлении аА и переменна в на-
правлении аг, и если и является радиальным перемещением
элемента на расстоянии г от оси, то можно записать относительные
удлинения в этих направлениях, используя обобщенный закон
Гука:
8л=7-==4’[СТл — V(CTr + CT*)l; ' (8-7)
=4-[а'-v (ал+(8-8)
ег = 4" —v (ал + °>)1 • (8-9)
Радиальные и окружные напряжения. Из уравнений (8.7)
и (8.8) при аг = 0 получили
[v + тгЬ <8,°>
<811>
где h, г и г — соответственно окружное, радиальное и осевое
направления; Е—модуль упругости; оЛ, ог и аг—главные
напряжения; sft гп гг — главные деформации и v — коэффи-
циент Пуассона.
333
Рис. 8.1. Толстостенный цилиндр под давлением
Подставляя выражения (8.7) и (8.8) в уравнение (8.6), полу-
чим дифференциальное уравнение для и:
для которого общим решением является функция
« = С1г+^-. (8.13)
Значения произвольных постоянных Cj и С2 в уравнении (8.13)
определяются по граничным условиям (ог)г = с — —р0 и (ог)г =
= а = —Pi\ подставив затем функцию и в уравнения (8.7) и
(8.8), получаем
= с2 _?а2 —с2Ро + (т-)2 ~ /’о)] ’ (8‘14)'
= ci-~ai [a2pt —с2Ро—(-^)2(Pi —Ро)] • (8.15)
Решения уравнений (8.14) и (8.15) можно также получить,
используя уравнения классической теории упругости и функции
напряжений Эри [12].
Осевое напряжение. Для цилиндра с открытыми концами
(стг)о — 0, но при определенных условиях может возникать осевое
напряжение ог. Для цилиндра с закрытыми концами и внешним
давлением, действующим только на цилиндрическую поверхность,
<8-16>
Для таких же условий, но в случае, когда торцы цилиндра
неподвижны, так что е2 = 0:
(^=-^[^-^0]. (8-17)
Следует заметить, что окружные и радиальные напряжения
не зависят от условий на концах цилиндра, а осевое напряжение
всегда будет средним между окружным и радиальным напряже-
ниями. Обычно различие в осевом напряжении, полученном из
334
уравнений (8.16) и (8.17), незначительно, за исключением не-
которых случаев, которые будут рассмотрены ниже.
Для случая, когда в уравнениях (8.14) и (8.15) рй = 0:
= (8-18)
(az)0 = 0; (8.20)
(4=^; . (8-21)
(8.22)
где индексы о, с и г означают соответственно открытый, закрытый
и жестко заделанный конец; R — отношение внешнего диаметра
к внутреннему.
Эти уравнения использовались для анализа распределения
напряжений (рис. 8.2) по толщине стенки цилиндра с закрытыми
концами, перед тем как наблюдается текучесть (отношение диа-
метров равно 3; цилиндр изготовлен из материала с пределом
текучести при растяжении 23,9 кгс/мм2).
Перемещения. Упругая деформация характеризуется урав-
нениями (8.7)—(8.9). Однако часто более удобно выразить де-
формацию через радиальные перемещения, которые для случая
внутреннего давления
р.а2
“° = I'2*1 -v) + с2(1 + v)J; (8.23)
йс = <1 -2v) + с2(1 + V)] (8.24)
ИЛИ’
р.а2
Uг = _fl2) [Г2 (1 — V — 2v2) + с2 (1 + V)]. (8.25)
Расчетный график. На рис. 8.3 построены расчетные графики
для толстостенных цилиндров, находящихся под внутренним
давлением. Для расчета нагружения в пределах упругости и по-
строения графиков использовались уравнения (8.18), (8.19), (8.21)
и (8.24). На графике рис. 8.3 нанесено окружное напряжение
по толщине стенки цилиндра. Из рис. 8.3 видно, что если R умень-
шается, то распределение напряжения по толщине стенки ста-
новится более однородным. При весьма больших толщинах стенки
возможен очень высокий градиент напряжения на внутренней
поверхности, и затем он уменьшается до относительного низкого
значения у внешней поверхности. Эта особенность весьма важна.
335
arc
Рис. 8.2. Распределе-
ние напряжений в тол-
стостенном цилиндре
Рис. 8.3. Распределение окруж-
ного напряжения в цилиндре в
• области упругости
Если, например, цилиндр изготовлен из закаленной стали, то
возможно, что термообработка не будет одинаково эффективна
по всей толщине стенки. В этом случае напряжение может пре-
высить предел текучести материала и может возникнуть локаль-
ная пластическая деформация в стенке цилиндра, хотя напряже-
ния на внутренней поверхности будут упругими. На рис. 8.3
также показано, что материал не обязательно должен иметь
высокие пределы текучести по всей толщине стенки. Например,
для 7? = 10 достаточно иметь довольно тонкую внутреннюю
обечайку из высокопрочного материала, а остальную часть ци-
линдра можно изготовить из более дешевого низкопрочного
материала.
На рис. 8.4 показана окружная деформация на внешней
поверхности цилиндра. На основании приведенных выше урав-
нений можно вычислить окружную деформацию на внутренней
и внешней поверхностях цилиндра. Если коэффициент Пуассона
равен 0,3, то
(eA)w = (eA)orf [0,765/?2 + 0,2355]. • (8.2б)
На рис.. 8.4 показана зависимость деформации на внешней
поверхности от R и модуля упругости материала Е. Например,
если отношение диаметров увеличивается, то деформация на
внешней поверхности уменьшается очень быстро. Также оче-
видно, что для уменьшения деформации может быть получен
лишь небольшой практический эффект для цилиндров, у которых
отношение диаметров больше чем примерно 5—6. Другими сло-
вами, чтобы не увеличивать внешний диаметр, можно использовать
обечайки или вкладыши из материала с высоким модулем упру-
336
гости, а остальную часть цилиндра изготовить из более дешевого
материала с низким модулем. На рис. 8.5 дана зависимость вну-
треннего давления, вызывающего пластические деформации, от
предела текучести материала и отношения диаметров. Для любого
цилиндра целесообразно выполнять его с отношением диаметров
более чем 4 и 5. Для меньшего отношения диаметров лучше ис-
пользовать высокопрочный материал.
8.2.2. Многослойные цилиндрические конструкции. Для повы-
шения качества материалов и получения оптимальных свойств,
а также для экономии дефицитных материалов цилиндрические
сосуды можно изготовить из нескольких слоев (см. гл. 6). Суще-
ствуют различные типы многослойных сосудов [3], и одним из
таких типов является так называемый бандажированный сварной
сосуд, в котором цилиндрическая часть изготовлена из внутренней
оболочки и одного или более внешних стальных слоев толщиной
около 6,4-мм, плотно контактирующих с внутренней оболочкой.
Внутренняя оболочка, называемая внутренним цилиндром, —
герметична, а внешние слои имеют небольшие отверстия для вы-
хода воздуха. Изготовление бандажированного сосуда (метод
фирмы Смит) начинается с вальцовки и сварки внутренней обо-
лочки из относительно тонкого листа из углеродистой плакиро-
ванной стали или другого металла, удовлетворяющего условиям
работы. Внешние обечайки (разрезные) последовательно обтя-
гиваются вокруг внутренней оболочки и свариваются продольными
швами, образуя толщину стенки, требуемую для специфических
условий работы. Патрубки, лазы и другие соединения, если это
необходимо, усиливаются. Сосуды такого типа были построены
для давлений 235 кгс/см2 и диаметром до 3,35 м. Многие из них
изготовлены из низколегированной стали с пределом прочности
на растяжение 77 кгс/мм2, минимальным пределом текучести
58 кгс/мм2 и удлинением при разрыве примерно 22%. Другой
тип многослойного сосуда запатентован корпорацией Струсерс—
Веллс и известен под названием мультиволл. Эти сосуды изго-
товляют последовательной горячей посадкой калиброванных ци-
линдрических обечаек одна на другую до получения требуемой
толщины стенки. Толщина слоев изменяется от 25 до 50 мм, и
Рис. 8.4. Окружная 'деформация
цилиндра в области упругости
22 р, НИКОЛЬС
слои, накладываемые на внут-
реннюю оболочку, имеют отвер-
стия для выхода воздуха. От-
45
ол
/7?! । । । । । »-----1-----1-----1-----
1,5 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0 9,0 ЩО Я
Рис. 8.5. Зависимость давления те-
кучести (ордината <зу = р) от отно-
шения диаметров R
337
Рис. 8.6. Стальная гильза в цилиндре из бетона:
' 1 _ бетон; 2 — сталь
дельные обечайки изготавливают вальцовкой и сваривают про-
дольным швом, который подвергается радиографическому контро-
лю. После этой операции проводится последовательная посадка
обечаек на центральную гильзу до тех пор, пока не будет до-
стигнута требуемая толщина стенки. Чтобы получить необхо-
димую длину сосуда, можно сварить вместе несколько много-
слойных секций. Последними привариваются днища.
Рассмотрим характерные проблемы, касающиеся нескольких
методов расчета.
1. Футерованный сосуд. При такой конструкции (см. схему
на рис. 8.6) тонкий вкладыш используется в толстостенном бетон-
ном цилиндре для увеличения износостойкости или коррозионной
стойкости, а также для уменьшения растягивающего окружного
напряжения, которое возникает на внутренней поверхности бетон-
ного цилиндра, когда он находится под действием внутреннего
давления. Когда в полости сосуда создается давление ^, вкладыш
находится под действием внутреннего давления pt и внешнего
давления в то время как внешний цилиндр находится под
действием только внутреннего давления pf. Таким образом, для
внешнего цилиндра напряжения вычисляют по уравнениям (8.18)
и (8.19). Для тонкого вкладыша
(8’27)
Из уравнения (8.23) радиальное перемещение внутренней
поверхности бетонного цилиндра
= ' (8.28)
Полагая, что вкладыш тоже расширяется на величину и, и при-
няв, что аЛ = £,• (и/a), из уравнений (8.27) и (8.28) получим
pf= 1+ [t/(a - 0] [(Д2 + fe2)/(fe2 - aS) + v0] ‘
Из этого соотношения, пользуясь уравнениями (8.14) и (8.15),
можно получить распределение напряжений.
338
2. Сосуд из нескольких толстостенных цилиндров. Если все
компоненты составной многослойной конструкции являются тол-
стостенными цилиндрами, то их расчет будет отличаться от рас-
чета, приведенного выше. На рис. 8.7 показан типичный двух-
слойный сосуд. Когда в канале внутреннего цилиндра создается
давление р{, на сопрягаемых поверхностях (радиуса Ь) возникает
радиальное напряжение, эквивалентное давлению pf. Таким
образом, внутренний цилиндр находится под внутренним р,- и
внешним pf давлением, а внешний цилиндр — только под вну-
тренним давлением pf. Распределение напряжений для обоих
цилиндров определяется уравнениями (8.14) и (8.15). При опре-
делении Pf, которое входит в эти уравнения, следует учесть, что
деформация (радиальное перемещение) на границе раздела одина-
кова для обоих цилиндров. Таким образом,
и
Ч['ЖН-'~4
где R = b/а и = с/Ь.
Приравнивая эти выражения, найдем давления pf на границе
раздела. Для трехслойного сосуда методика является точно та-
кой же. Рассмотрим рис. 8.8:
цилиндр Г
а р‘ fl । &а\ fi । g2V
Qhl — R2 _ 1 * + f2 ) R2 _ 1 1 + r2 ) >
22*
Рис. 8.7. Двухслойный сосуд
339
Рис. 8.8. Схема трехслойного сосуда
цилиндр 3
Рис. 8.9. Равновесие- сферического эле-
мента
Неизвестными являются давления рх и р2 на границах раздела,
которые находятся из условия равенства деформаций на каждой
границе раздела (т. е. иь = и'ь или ис = и'с), где
b Г 2Pi / /?? + 1 \ / „ / .
Ub ~ Er [ Rf — 1 Pl)]’
_ 2p2/?j '_ 2 Г Pi(l-(cW 11.
L ^—1 J J’
„ . c ( 2Pi P2-R1 \ ..a Г — /^-1 \11.
u°~ E2\Rl-\ Rl-i \ Rl ) L/?i—1 \ Rl /Jf’

8.2.3. Моноблочная сфера под давлением. В сфере вследствие
симметрии во всех точках любой концентрической сферической
поверхности напряженное состояние будет одинаковым. Для уста-
новления соотношений равновесия рассмотрим рис. 8.9, на кото-
ром показан элемент, вырезанный из сферической стенки. Состав-
ляя условия его равновесия и пренебрегая дифференциалами
высшего порядка, получим
Ш(тг)+<’-'’«)=0' (8.29)
340
Используя соотношения для деформаций, которые будут
такими же, как и в толстостенном цилиндрическом сосуде, и
приняв во внимание симметрию сферы, находим уравнения,
аналогичные уравнениям (8.10) и (8.11):
_ __ Е (eL + ve2) .
1 Л 1 — v — 2v2 ’
„ _ „ [2V8! + е2 (1 — v)J
°2 — °' — i-V-2v2 •
Из этих уравнений, используя те же выводы, что и для моно-
блочного цилиндра, можно записать уравнения для определения
главных напряжений:
п Pi (1 аЛ R3 _ Ц 1 + 2'з) . р0/?з ' /?3 —1 (+£); (8.30)
о -( г Я3 — 1 \ , PoR9 ’ У?3 — 1 (8.31)
где /? = Ыа.
Максимальным напряжением при г = а всегда является оЛ.
Если действует только одно внутреннее или внешнее давление,
нужно приравнять или ph или р0 нулю.
, 8.2.4. Многослойные сферические конструкции. Во многих
случаях желательно изготовлять сферический сосуд давления
с вкладышем. Это может быть специальная коррозионно-стойкая
оболочка, а если материалы дорогие, внешняя оболочка может
служить просто защитой. Напряжения в таких многослойных
оболочках рассчитываются так же, как и для цилиндрических
сосудов. При дальнейшем обсуждении будем рассматривать
только двухслойные сферы (см. рис. 8.7), причем будут сохранять
силу все рассуждения, приведенные выше для цилиндрической
составной оболочки. Напряжения будут определяться:
для внутренней сферы при использовании уравнений (8.30)
и (8.31)
стл я? _ 1 (ч lJ!L> 2г3 > i _ ' Я?_ 1 (1+V \ 2/^7’ (8.32)
°Г — 1 (н & > Г? , 1 р^3 1 У?3 — 1 fl-—У. \ л (8.33)
для внешней сферы
ой =
(8.34)
/ (8.35) •
где /?! = с/Ь.
341
Для определения давления на границе раздела учтем условие
равенства деформаций на этой границе:
/ Я3 -1 \ Г ( (1 - Vj) (27?3 +1)
\1-vz 2(/?3-l)
, Ei f (1-уо)И + 2) ,
Eo 1 2(^-1) ’1"
(8.36)
Подставляя значение pf в уравнения (8.32)—(8.35), получим
полное распределение напряжений в составном сосуде.
8.3. Создание начального напряженного состояния ,
в толстостенных оболочках
В толстостенных цилиндрических сосудах можно создать
предварительно-напряженное состояние одним или двумя основ-
ными способами., В первом случае оболочки напрессовываются
(обычно в горячую) одна на другую для создания начальных сжи-
мающих напряжений во внутреннем цилиндре. Напряженное
состояние и деформации ограничиваются при этом упругой об-
ластью. Таким способом изготовляются некоторые типы много-
слойных сосудов. Вначале будем рассматривать только двух-
слойные сосуды.
Другой принципиальный способ создания предварительно-
напряженного состояния называется автофреттажем, который
состоит в нагружении внутренним давлением составного сосуда,
при этом вследствие пластической деформации во внутреннем
слое возникают сжимающие начальные напряжения. В любом
случае целью создания предварительно-напряженного состояния
в основном является получение сжимающего напряжения в ма-
териале внутреннего цилиндра, которое повышает общее сопро-
тивление сосуда рабочим нагрузкам.
8.3.1. Цилиндрические скрепленные сосуды, выполненные
горячей посадкой. Основой конструкций, выполненных горячей
посадкой, как и всех других типов, где остаточные (начальные)
напряжения специально создаются в материале, является пре-
имущественное использование благоприятно распределенных вну-
тренних напряжений, а не увеличение массы материала (т. е. тол-
щины стенок сосудов) для сопротивления рабочим нагрузкам.
Во многих случаях дешевый материал, не удовлетворяющий
условиям прочности, можно использовать в предварительно-
напряженном состоянии, чтобы получить такие же результаты,
какие имеет более дорогой и более высокопрочный материал.
Конструкции, выполненные горячей посадкой, применяют во
многих случаях, например заменяемые вкладыши в сосудах
давления или укрепление вкладыша посадкой на него гильзы.
342
Рис. 8 10. Схема двухслойного цилиндра под дав-
лением
Возможности этих конструкций также
реализуются в скрепленных сосудах, со-
ставленных из материалов с различными
механическими свойствами или с различ-
ным сопротивлением коррозии, таких,
как посаженная вгорячую на медный
или алюминиевый вкладыш стальная
оболочка, где дости-
гается максимальное использование свойств обоих материалов.
Схема конструкции двухслойного скрепленного цилиндра
показана на рис. 8.10. Предположим, что сосуд находится под
действием внутреннего давления. При использовании метода
горячей посадки внешняя часть должна быть нагрета так, чтобы
ее внутренний диаметр стал больше наружного диаметра внутрен-
него цилиндра. Это обеспечит сборку без каких-либо усилий.
Температура, до которой необходимо нагреть внешнюю часть
цилиндра, для того чтобы получить требуемое увеличение диа-
метра, определяется из уравнения
tf-tt
Df-Dl
aDt
где tt и if — начальная и конечная температура; £>(- и Df — на-
чальный и конечный диаметр цилиндра; а — коэффициент ли-
нейного расширения. Для увеличения разности температур или
для уменьшения необходимой температуры нагрева внешней
части внутреннюю трубу перед сборкой можно охладить. В неко-
торых случаях охлаждают только внутреннюю часть.
В результате посадки и последующего выравнивания темпе-
ратуры в частях сосуда создаются напряжения из-за давления,
возникающего на границе раздела. При этом внешняя часть под-
вергается воздействию внутреннего давления pf, а внутренняя
часть воздействию такого же внешнего давления. Таким образом,
из уравнений (8.14) и (8.15) напряжения в обоих частях опре-
деляются следующим образом:
во внутренней
во внешней
343
Радиальное Окружное
Рис. 8.11. Распределение напряжений в кон-
струкции, полученной горячей посадкой
Типичное распределение напря-
жений показано на рис. 8.11.
Для вычисления натяга должно
быть известно значение радиальной
деформации, которая в общем случае
составляет
Для составного цилиндра это общее выражение применимо
к обеим его частям: вместо pt и р0 следует подставить давление
создаваемое при посадке, а с должно быть заменено на b для вну-
тренней части. Очевидно, что радиальный натяг Д равен сумме
радиальных ч абсолютных деформаций внутренней и внешней
частей, т. е.
А = |«(- + «о|-
Перед рассмотрением практических случаев расчета следует
сделать несколько оговорок об использовании двухслойных обо-
лочек, выполненных, горячей посадкой. Во-первых, необходимо
точно знать начальные напряжения в обеих частях перед сборкой.
Если, например, после термообработки наблюдаются большие
остаточные напряжения, то их необходимо учесть в расчетных
уравнениях, иначе фактические напряжения и деформации не
будут совпадать с расчетными. Температуры нагрева выше 260° С
могут вызывать эффект дополнительного отпуска в определенных
сортах стали, отпущенных до получения высоких значений твер-
дости.
Большие термические градиенты в момент контакта насаживае-
мых частей могут создавать большие термические напряжения и
связанные с ними пластические деформации, если напряжения
превышают предел текучести материала. Охлаждение внутренних
оболочек или вкладышей перед заключительной сборкой часто
также вызывает затруднения. Допуски на размеры должны точно
контролироваться, так как напряжения, возникающие при го-
рячей насадке, непосредственно зависят от точности механической
обработки. Для очень крупных сосудов этот тип конструкции
может оказаться непрактичным из-за указанных причин, а также
из-за сложности проблем, возникающих при соединении днищ
или фланцев с двухслойным сосудом.
В рассматриваемом двухслойном сосуде внешний и внутрен-
ний цилиндры имеют различные свойства и удерживаются вместе
давлением pf, возникающим при посадке. Обозначив индексом i
внутреннюю часть, а индексом 0 внешнюю часть, окружные и
344
радиальные напряжения можно вычислить, используя уравнения
(8.14) и (8.15). Однако эти уравнения не позволяют определить
давление, возникающее при посадке. Следовательно, необходимо
рассматривать условие совместности деформаций. Из уравнения
(8.37) абсолютная радиальная деформация:
внутреннего цилиндра
prb ( а2 + 62
Urb Ui — Е{ \1)2_а2

внешнего цилиндра
Pfb f b2 + с2 . \
urb ~U0 ( c2_ft2 “Ь V°) •
Общий натяг есть сумма найденных деформаций (по абсо-
лютной величине):

fe2 + c2
С2 —62
_1_/а2+&2_
' Ei \ Ь2— а2
(8.38)
Из уравнения (8.38) давление, возникающее при посадке,
Pl = ТГ • (8.39)
где
_ 1 / 62 + с2 , \ . 1 / а2 + 62
— Ео \c2 — b2 Е{ \ь2 — а2
Из приведенных выше соотношений можно вычислить напря-
жения и деформации двухслойного сосуда, выполненного горячей
посадкой.
Для опредёленных случаев, если масса сосуда является «кри-
тическим» параметром и желательно максимально использовать
материал, полезно найти оптимальные условия, т. е. условия,
обеспечивающие равнопрочность обеих частей составного сосуда.
1. Рассмотрим двухслойный сосуд, выполненный из материа-
лов с одинаковыми физическими и механическими свойствами.
Максимальные эквивалентные (т. е. максимальные касательные)
напряжения во внутренней и внешней частях сосуда при действии
внутреннего давления pt соответственно
(8.40)
_ ( с2 \ ( Ь2 \.
Т< Pi С2 _ а2 у Pf \ })2 _ а2 ) ’
(8.41)
345
Оптимальный расчет требует, чтобы максимальные касательные
напряжения были одинаковыми в обеих частях сосуда. Следова-
тельно, приравнивая уравнения (8.40) и (8.41), получим соот-
ношение
/ С2
\ сз — 62
I 62 \ Г С2 / . о2 \ 1 /о ЛО\
+ ^2_а2 ) Pi [ С2 __ д2 ( ^2'/J’ (8.42)
Для того чтобы получить одинаковое максимальное касательное
напряжение в каждой части, необходимо решить уравнение (8.42)
относительно pf и затем подставить его в уравнение (8.40) или
(8.41).
При использовании энергетической теории установлено, что
максимальное допустимое внутреннее давление, которое может
выдержать составной сосуд,
г(£+ -£)] (8ЛЗ)
Оптимальный радиус Ь на границе раздела находится диф-
ференцированием уравнения (8.43) по & и решением соответству-
ющего уравнения-^-[(р1)тах]=0. Отсюда нетрудно найти, что
b = Vl^cj (8.44)
И
(Л)о„т = -^-(1—г). (8-45)
V з \ с /
Уравнение (8.44) указывает, что для оптимальных результатов
отношения внешних и внутренних радиусов в каждой из частей
должны быть равны. Однако для расчета недостаточно знания
оптимального значения радиуса b на границе раздела, требуется
знать также оптимальный натяг, чтобы можно было точно выпол-
нить механическую обработку цилиндров. Таким образом, пред-
полагая, что оба цилиндра изготовлены из материала с одинако-
выми свойствами, и используя уравнения (8.38), (8.44) и (8.45),
оптимальное давление при горячей посадке (где — с/а). можем
определить из уравнения
(п 1 Г(с —д)21 _ gg Г №—О2 1
lWonT с/3 L с+а J - [ /?2 + 1 J
и оптимальный натяг
(М — 2аУ Г ас \ 1 Гс~а 1 — 1 \
^°пт- Е [ г \ з ;] L с J “ \ £Кз л
2. Рассмотрим многослойный сосуд с одинаковыми упругими
свойствами, но с различными пределами текучести. Если упругие
постоянные одинаковы для обеих частей сосуда, а пределы теку-
346
чести различны, то оптимальное расчетное уравнение (8.42) имеет
вид
где ф — отношение пределов текучести внешней и внутренней
оболочек, а = da, R3 = Ыа. Определив р. из уравнения (8.46)
и подставив его в уравнение (8.40) или (8.41), максимальное
внутреннее давление, которое может выдерживать составной
цилиндр без пластических деформаций
к " 1 d2
(Р(')шах = [ 1 + Ф —Ф] • (8.47)
Дифференцируя это уравнение по- b и приравнивая производ-
ную к нулю, получим оптимальный радиус по границе раздела:
Rl = -^=г или Ь2 = . (8.48)
V ч> V ф
Подстановка значений (8.48) в уравнение (8.47) дает опти-
мальное внутреннее давление, обеспечивающее равнопрочность
обеих частей сосуда и их работу в пределах упругих деформаций:
(п\ - 2(51 [1 + Ф Кф~ 1.
WW— [ 2 J’ .
А 2 V О (А2 — 12
_ 2ст‘ф Г 1 + /?2 (я2ф — 2 КфЭ'
1 ;°пт~ £/?2/з [ ГГ-1
3. Рассмотрим сосуд с различными упругими свойствами и
пределами текучести. В этом случае можно показать, что
(п\ — 2<т> Л+ф Кф\. IP.Jmax — (Лз V 2 R2 )' (8.49)
(Р/)опт (8.50)
(А)опт ')Jfe ИГ). (8.51)
347
Таблица 8.1
Характеристика Цилиндр
моноблоч- ный 1 моноблоч- ный 2 состав- ной 3 состав- ной 4
Внутренний диаметр, мм 39,7 26,3 39,6 26,3
Внешний диаметр, мм 104,8 139,7 104,8 139,7
Диаметр на границе раздела, мм — — 63,5 69,8
Отношение диаметров 2,75 4,00 2,76 4,01
Отношение диаметров внутренней
части —* — 1,67 2,00
Относительный радиальный натяг,
мм/мм — — ' 0,00284 0,00349
Предел текучести, кгс/мм2:
внешней части 88 79 88 88
внутренней части — — 72 72
Некоторые данные испытаний составных толстостенных сосу-
дов, полученных горячей посадкой, приведены в табл. 8.1 и 8.2.
При испытании сосудов “’были получены кривые окружной де-
формации’на внутренней'поверхности в зависимости от внутрен-
него давления. Начальная часть кривой давление—деформация
имела линейный характер в соответствии с теорией упругости,
но на’ участке начала- пластической деформации при некотором
предельном давлении наблюдается отклонение от линейности.
Предельное давление можно с достаточной, точностью определить
как для моноблочных, так и для составных цилиндров (табл. 8.2).
8.3.2. Цилиндрический многослойный сосуд, выполненный го-
рячей посадкой. Рассмотрим многослойный сосуд (рис. 8.12),
изготовленный из нескольких цилиндрических оболочек, каждая
из которых имеет различные свойства. Для любой отдельной
оболочки отношение диаметров составляет 7?„/(7?„ — 1); (^л +
+ 1)//?„ и т. д.
На практике сначала собирают внешние оболочки, а затем
этот сосуд насаживают вгорячую на внутреннюю оболочку или
Таблица 8.2
Предельное
давление,
кгс/мм2
Конструкция
сосуда
Конструкция
сосуда
Предельное
давление,
кгс/мм2
28
X &
Моноблочная 1
Моноблочная 2
46 44
46 51
Составная 3
Составная 4
58 +8
60 +13
348
Рис. 8.12. Схема многослойного сосуда Рис. 8.13. Четырехслойный сосуд, по-
лученный горячей посадкой
вкладыш. Сосуд рассчитывают так же, как по уравнениям (8.14)
и (8.15); например, для n-й оболочки
х [р„_Л— Р. (-£-)’] • (8.53)
Для системы из четырех оболочек (рис. 8.13) оболочка 1 при рас-
чете должна рассматриваться в качестве вкладыша, а оболочки
2—4 — в качестве внешнего цилиндра. Это образует расчетную
систему из двух оболочек, для которой на основании уравнения
(8.53) имеем на границе раздела
<8-54>
Так как на границе раздела Ri существует начальное давле-
ние (pj)i, возникающее при горячей посадке, то общим действу-
ющим радиальным напряжением будет сумма этого начального
Давления и напряжения, определяемого уравнением (8.54):
= — Ро 1 ]
или общее эффективное давление на границе раздела Яр
Pi— Po [(«4/7?о)2—1J Wi’
349
а давление, возникающее при посадке,
(Pf)l — Pl Ро [(/?4//?о)2 _ 1 J •
Таким же образом можно найти давления на всех границах,
возникающие при посадке, т. е.
(Pf)2 — Рг Ро [(д4/я0)2_1 J
(п \ ГС^/Яг)2—1 ] in \ г/р /р \2i Г(#2/#1)2—11.
— (Pf)l [(^7^)2-1 J — (Рfh 1(Кз/Ъ) J [№/iR1)2_l J .
F(W,)2-i1 _ (п X F(W)2-11
(Pf)3 — Рз Ро [(Я4/Яо)2 _ 1 J (Pf)l [(RJRJ2 - 1 J •
Имея выражения для давлений, возникающих между слоями при
посадке вгорячую, можно вычислить радиальные деформации из
уравнения (8.37). Например, радиальная деформация для и-го
слоя
и = . 2 Z2 Г (Я (Rn—lPn-1 RnPn)] +
£ (/''Л — Kfl-i)
+ —Г” (Pn~i —А>Я» (8.55)
в К \Кп~кп-\)
которая изменяется в зависимости от порядка сборки оболочек.
В конструкции из четырех слоев обычно оболочку 3 насаживают
вгорячую на оболочку 2, оболочку 4 на сборку 2—3 и в заклю-
чение сборку 2—3—4 на оболочку 1. Таким образом, например,
для конструкции из четырех оболочек, в которой каждая оболочка
изготовлена из одного и того же материала, из уравнения (8.55)
деформация для оболочки 3 при ее посадке на оболочку 2
(ыз)я8 = / 2—ST —v) R3R2P2 + (1 + v) R2R3P2]
£ («3 ~ K2f
или
= <8-56)
Для оболочки 2
(“г)я-=£(«?-«;) <8-57)
Если оболочка 4 насаживается на сборку 2—3, сборка 2—3
рассматривается как один цилиндр с внешней частью 4. Таким
образом, для сборки 2—3—4
(и2 3)д = . (8.58)
e(rI-R*) ' ,
350
Общая деформация на границе определяется суммой выра-
жений (8.57) и (8.58):
______ 2^1 Г । Рз^з/Ях)2 I /о со \
WRt— Е [{Ri/Ri)2_i +(/?з/7?1)2_1 J • (8-5У)
Уравнения (8.56) и (8.59) используются для вычисления на-
тягов. При указанной последовательности сборки сначала наса-
живаются оболочки 2 и 3. На границе Я2 абсолютные радиальные
деформации указанных оболочек
(«з)«2 = (1 -V) + Rl(1 + V)]; (8.60)
— *2)
W (1 + V) + Si (1 — v)]’ (8.61)
Таким образом, натяг на границе Я2 является суммой урав-
нений (8.60) и (8.61):
п]\ _ ( (R3/R1)2—1 1
7R* Е 1[(/?з/^)2-1Н(/?2//?1)2-1]Г
Аналогичное вычисление деформаций на границах Ях и Я3
дают формулы для определения натягов:
= -Цр- х
f (R4/Rt)2-1 ).
U№/fli)2-i]W*3)2-i]J’
(^)д3 = ^х
у ( (W)2-1 )
Л U(/?3//?i)2-i][(W)2-nr
Найдем отклонения от номинальных диаметров, которые следует
назначить при механической обработке:
(^?1)до сборки= (^1
(^Лг)до сборки =
(^Лз)до сборки ~ (^)лз (^)р3.
Для оптимального расчета многослойного сосуда все его части
должны претерпевать пластическую деформацию одновременно,
и это возможно, если отношения наружных и внутренних диаметров
для всех слоев будут одинаковыми. Если для различных слоев
используются различные материалы, то расчеты будут чрезвы-
чайно сложными, но выполняются они так же, как для двух-
слойного сосуда. В настоящее время разработаны программы
351
Т Рис. 8.14. Проволочный рулониро-
ванный сосуд:
А — проволочная зона
для вычислительных машин,
которые будут проводить та-
кие вычисления.
8.3.3. Проволочные и лен-
точные рулонированные ци-
линдры. Существует несколь-
ко модификаций сосудов это-
го типа; наиболее известными
из них являются проволоч-
ные и ленточные рулониро-
ванные сосуды, объединяю-
щие ленточный рулонирован-
ный сосуд (так называемое рулонирование Викелофена) и японский
рулонированный сосуд из тонколистовой стали. Последний тип
сосуда не является, строго говоря, предварительно-напряженным
сосудом, поэтому его рассматривать не будем. Другие два типа
сосудов обеспечивают одинаковый метод создания начальных
напряжений путем намотки на основной цилиндр напряженной
проволоки или ленты. Одним из принципиальных преимуществ
рулонированных сосудов является возможность получения вы-
соконапряженных внешних слоев в виде проволоки или ленты,
что не всегда возможно при использовании метода горячей по-
садки сравнительно толстостенных цилиндров. Кроме того, при
большом количестве слоев ленты или проволоки устраняется
опасность хрупкого разрушения. С другой стороны, при раз-
работке конструкций рулонированных сосудов наблюдаются опре-
деленные трудности обеспечения удовлетворительной герметич-
ности соединений цилиндрической части с днищами, так как они
не выдерживают осевой нагрузки. В сосуде Викелофена внешние
слои создаются спиральным рулонированием ленты, так что осе-
вые нагрузки отчасти могут выдерживаться [3].
Рассмотрим некоторые особенности аналитического расчета
рулонированных толстостенных сосудов.
На рис. 8.14 показан толстостенный цилиндр, рулонированный
проволокой при постоянном натяжении Т. Внутренний цилиндр
при этом оказывается сжатым, т. е. находится при некотором
эквивалентном внешнем давлении pw, которое изменяется в за-
висимости от числа витков. На некотором расстоянии Ь' от оси
сосуда напряжения при pt =0, ра = pw в соответствии с урав-
нениями (8.14) и (8.15)
— Pw (^Z)2 17 ® V I ll. /О СО\
+ г (8,62)
_ Pw(b')t
' а* — (&')2
[(Я-ф
(8.63)
352
В любом слое (проволочном) с радиусом г начальное натяжение Т
уменьшается вследствие давления лежащих выше слоев проволоки
и, таким образом,
(^•2 | д2 \
г9. ) • (8.64)
Используя условие равновесия по уравнению (8.6), имеем
'п । / г2 + а2 \ dar а
1 r \ г2 — а2 / r dr
или
do— 2а2 Г-Лг<*г J = —dr.
r L'V2— a2)J г
Умножая обе части уравнения на г2/(а2 — г2), получим
j Г ** 1 I Г crr*dr 1 _ Tr^dr
' L г2 — a2 J ° Lr(ra — а2)2] ~ /-(г2 — а2) >
так что
. / г2 \ _ Trdr
а \ г2 — а2 ) г г* — а2‘
Интегрирование последнего уравнения дает
+ (8.65)
где С — постоянная интегрирования, определяемая граничными
условиями. При г = с ог = 0, следовательно,
С = —-^-ln(c2—а2). (8.66)
Подставляя уравнение (8.66) в уравнение (8.65), получим
_ т (г2 — а2) Г. с2 — а21 ,й
а'=--------275—^ Lln• <8-67)
Таким образом, для проволочной зоны из уравнений (8.64)
и (8.67)
[/ ;*2 д2 \
1 ( 2г2 ) X
X , (8.68)
на границе раздела при г — b
(8.69)
<87°)
23 Р. Никольс
353
Пример. В качестве примера использования изложенной теории
рассмотрим цилиндр с внутренним радиусом 152,4 мм, работа-
ющий под действием внутреннего давления, равного 14 кгс/мм2.
Допустимое напряжение для материала составляет 17,6 кгс/мм2,
а оболочка с внешним радиусом 254 мм является рулонированной
проволокой. Определим требуемую толщину стенки оболочки
и натяжение проволоки. Из уравнения (8.16) осевое напряжение
составляет 17,6 = 14,1 (152,4)2/[Ь2 — (152,4)2] кгс/мм2, которое
должно приравниваться допустимому напряжению материала,
равному 17,6 кгс/мм2. Отсюда находим b = 204,4 мм. Толщина
намотки, таким образом, составляет 254 — 204,4 = 49,6 мм, а тол-
щина стенки основного цилиндра 204,4 — 152,4 = 52 мм. Если
к сосуду приложено внутреннее давление, то из уравнения (8.14)
_ 14,1-152,42 , 2542-152,42-14,1
ffft~ 2542—152,42 (2542 — 152,42) г2
и максимальное окружное напряжение (при г = а)
aft = 29,9 кгс/мм2.
Это напряжение превышает допустимое, так что избыточное
напряжение составляет
(ал)изб = 29,9—17,6 = 12,3 кгс/мм2.
Таково напряжение (сжимающее), которое должно созда-
ваться при намотке проволоки. Таким образом, рассматривая
центральную оболочку, находящуюся только под действием внеш-
него давления, из уравнения (8.62)
|23 — Pai&2 &2fl2. / — рц, \
’ Ь2 — а2 ' Г2 ^2 аг )
находим pw — —27,3 кгс/мм2. Затем из уравнения (8.70) опре-
деляем требуемое натяжение проволоки Т, которое составляет
15,5 кгс/мм2. Подставляя значение Т в уравнение (8.68), можно
рассчитать начальное напряжение в. проволоке.
Оптимальная конструкция ру локированного сосуда. Для опти-
мального конструирования натяжение Т должно изменяться
от слоя к слою таким образом, что когда сосуд подвергается вну-
треннему давлению, каждый слой проволоки будет находиться
под действием растягивающего напряжения. Предположим, на-
пример, что проволока подвергается однородному растяжению
с напряжением Из уравнения (8.14) окружное напряжение
в центральной части сосуда при внутреннем давлении pi
= b2-a2 [a*Pi ~ + ( v)2 (Pi ~ P®)] ’ (8-71)
Для постоянного значения в проволоке условия равновесия
(рис. 8.15) приведут к соотношению
рй = т(-^-). (8.72)
354
Рис. 8.15. Элемент рулони-
рованного сосуда
Рис. 8.16. Распределение окруж-
ных напряжений в стенке цилиндра
при автофреттаже:
а — упругие; б — полностью пласти-
ческие; в — остаточные; г — упругие
(предварительно-напряженный сосуд)
Из уравнений (8.71) и (8.72) и формулы (8.62) определим требуе-
мое натяжение проволоки 7'тр, обеспечивающее постоянное
окружное напряжение в каждом слое, когда действует внутреннее
давление
j, _ j, Г с (г2 + а2) — 2ra2 I 2pta2
Утр— •< |_ r(r2_a2) J (г2_а2)-
8.3.4. Автофреттаж. Процесс, называемый автофреттажем, был
первоначально применен в артиллерии для упрочнения пушечных
стволов, а сейчас очень широко используется в промышленности
для упрочнения толстостенных сосудов. Типичные эпюры распре-
деления окружного напряжения при автофреттаже в сосудах
показаны на рис. 8.16.
Предельное давление. В пределах упругости приложенное
давление р дает распределение напряжений, определяемое по
уравнению (8.18). Если давление увеличивается, то на внутрен-
ней поверхности цилиндра создается напряжение, при котором
начинается пластическая деформация. Оно называется предельным
давлением и определяется аналитически из уравнений (8.18)—
(8.22). Условием возникновения пластической деформации яв-
ляется соотношение
°0 = °Л + — ah°r — Graz — аьаг- (873)
355
23* •
Таким образом, в зависимости от типа цилиндра, т. е. от того,
какие он имеет концы, закрытые, открытые или жестко заделан-
ные, подстановка уравнений (8.18)—(8.22) в уравнение (8.73)
дает следующие выражения для определения предельного давле-
ния:
. <8-76’
(РЛ — в,[ У[(3R4 : 4v_ <8'76)
Предельные давления, полученные из уравнений (8.74)—
(8.76), несколько различаются. Но это различие становится очень
небольшим, если увеличивается, и даже для R = 2 оно состав-
ляет менее 2%. Цилиндр с открытыми концами повергается пла-
стической деформации при самом низком давлении. Основное
соотношение между предельным давлением и отношением диаме-
тров показано на рис. 8.5. Заметим, что при увеличении толщины
стенки цилиндра больших преимуществ не замечается (увеличе-
ние отношения диаметров R более 4—5 практически не имеет
смысла).
Для цилиндров, находящихся под действием только внешнего
давления, критическая зона находится также около внутренней
поверхности и предельные давления
(рЛ=т[-^±]; <8-77>
> 1 _ _2о_ Г '
y’r~ 2R2 |_/(V2_V+1)-
Если в стенке цилиндра перед приложением рабочего давления
имеются остаточные напряжения, то они могут вызвать или уве-
личение, или уменьшение предельного давления в зависимости
от того, растягивающие они или сжимающие. Остаточные напря-
жения при расчете должны суммироваться с главными напря-
жениями аА, <Jr и аг. Например, для цилиндра с закрытыми кон-
цами, находящегося под внутренним давлением, давление теку-
чести^ ру определяется, из соотношения
„2 Г R2 12 , „ Г R3 1 ,
Ру [ рг j J + Ру [ рг 1 J °* Н"
+ -g-W+W=0.
где — предел текучести при растяжении материала.
356
Рис. 8.17. Схема деформации
цилиндра:
I — упругая зона; II — пластиче-
ская зона
Остаточные напряже-
ния, если они возникли
при изготовлении или тер-
мообработке, обычно не-
известны и их надо определять экспериментально. Для предва-
рительно напряженных сосудов, изготовленных методом авто-
фреттажа или горячей посадки, остаточные напряжения можно
найти аналитически.
Расчет сосудов в области пластической деформации
После того как наступит пластическая деформация, условия
работы становятся более сложными.
Рассмотрим рис. 8.17. Из условия равновесия (8.6), предпо-
лагая, что справедлив энергетический .критерий пластичности,
имеем
da г __ 1 Г2аЛ,-
~ ~ Lm’
после интегрирования получим
ог = ^1пг + С, (8.78)
где С — постоянная интегрирования, определяемая граничными
условиями. На границе раздела областей пластичности и упру-
гости (г = Ь)
in b + С. (8.79)
Кз L с J Кз
Решая уравнение (8.79) относительно постоянной С > и под-
ставляя ее в уравнение (8.78), получим выражение для внутрен-
него давления, вызывающего пластическую деформацию в части
цилиндра радиусом г:
Если вся стенка сосуда находится в условиях пластичности
(Ь = с), то уравнение (8.80) принимает вид
Уравнение (8.81) определяет нижний предел давления, необ-
ходимого для разрушения цилиндра, т. е. предполагается, что
Цилиндр не может разрушиться при давлении, которое ниже давле-
357
Рис. 8.18. Влияние отношения предела
текучести к пределу прочности на разру-
шающее давление
ния, установленного по этому
уравнению. При определении верх-
него предела учитывается предел
прочности материала. Таким обра-
зом, для оценки условий разруше-
ния учитываются как предел те-
кучести, так и предел прочности
материала; установлено, что разрушающее давление можно
с достаточной точностью определить из выражения
(8.82)
На рис. 8.18 показано, что отношение яу1ви оказывает суще-
ственное влияние на разрушающее давление.
Возвращаясь к уравнению (8.80), необходимо найти условия
напряженного состояния, существующие в упругой и пластиче-
ских областях цилиндра. Упругая часть подвергается воздействию
внутреннего давления, (определяемого уравнением (8.80) при
г = Ь, и, таким образом, напряжениями в соответствии с уравне-
ниями (8.81) и (8.18)—(8.22) являются
(ог)о = 0
fry / * \2
Уз \с ) ’
(8.83)
Деформации в упругой части стенки составляют:
<'Л“гиз(4-)г[<1-’)+(т- )2<>+<
м = ^(4)2[<1-2'’>+(^)2<1+'’Ф
<'Л = -^(Ф)2: <8-м)
<8-85)
358
а соответствующие радиальные перемещения
(«)» = гй (4)2 [(1 ~v) + (-г)2 (1 + v>]; <886>
(ы)с=гйШ2 [(i~2v)+(-т-)2*1+v)] • <8-87)
В пластической части стенки
(оЛ-ог) = -^-. (8.88)
Используя условие (8.88) совместно с уравнениями (8.78) и (8.79),
получаем распределение напряжений в пластической зоне ци-
линдра:
0«=#[' + (-г)!+2|пт]; <8-89)
’' = 7т[(7-)!-1 + 2|пт]; <8-9°)
(<гг). = о; . («-91)
<'’•>' = #[(т)г+2|пт]- <8-92)
Типичное распределение напряжений для цилиндра с закры-
тыми концами и отношением диаметров 3,0 и пределом текучести,
равным 24,6 кгс/мм2, показано на рис. 8.19.
Деформации в пластической зоне можно определить относи-
тельно простым способом, используя условие постоянства объема.
Например, для цилиндра с закрытыми концами
деформация на границе раздела упругой и пла-
стической зон дается уравнением (8.87), пред-
полагая, что г — Ь. Затем из условия постоян-
ства объема

2
Для случая, когда вся стенка [цилиндра
находится в пластической области (& = с), со-
ответствующее давление определяется уравне-
Рис. 8.19. Распределение напряжений в стенке цилиндра
при давлении, вызывающем противоположную текучесть:
/ — пластическая зона; II — упругая 3OHaj
7
О
-7
~/4
-?П
кгс/мм1
J,00
1
1.75
Ь
359
нием (8.84), а распределение напряжений и деформаций описы-
вается формулами:
,<т,= -^-[1+1п 4-]; (8.93)
<,' = Т5'|П^; • (8'94)
(aJ. = 0; (8.95)
»=7Нт+|пт]; <М6>
('А-= <8.97)
= 7^12-^ (8.98)
(=»).•-.=-=%= 12ЛЧ; (8.99)
Е 3
('.и.= Т^12-«Ь (8.100)
(e.),-.,t=-j^; . (8.Ю1)
L у 3
= (8-102)
er = —K + eJ. (8.103)
Упругое восстановление формы после деформации. При опре-
деленных условиях, которые будут обсуждаться позже, давление
автофреттажа может быть слишком высоким и при его снятии
возникает обратная пластическая деформация.
Если давление снимается, когда граница раздела упругой и
пластической зон достигла радиуса Ь, то в стенке цилиндра после
разгрузки создаются остаточные напряжения и деформации.
Теоретически остаточные напряжения и деформации определяют
вычислением напряжений и деформаций, возникающих при на-
грузке, и затем вычитают из этих значений упругие напряжения
и деформации, которые могут быть, если материал при давлении
автофреттажа находится в упругом состоянии. Для рассматри-
ваемого случая справедливы уравнения (8.83), (8.89)—(8.92) и
(8.18)—(8.21). Для упругой части стенки
-=м+тж)!-
-₽Ы1-(Я+2|"^Ь
360
Типичный график распределения остаточных напряжений
для цилиндра с закрытыми концами показан на рис. 8.20.
Однако этот метод не всегда эффективен для определения
теоретической максимальной величины остаточного напряжения
на внутренней поверхности цилиндра. Теорети-
ческое максимальное значение остаточного на-
пряжения, которое может выдержать стенка,
находят из уравнения (8.73). Так как радиаль-
ное остаточное напряжение на внутренней по-
верхности равно нулю, то можно получить ма-
ксимальные остаточные напряжения:
(ос)2 = (а*)2 + (о;)2 — <j'ho'z; (8.104)
(^ = (^).2. (8.105)
Отсюда видно, что когда остаточные напряже-
ния превышают предел текучести материала на
сжатие, то и пластическая деформация при
Рис. 8.20. Остаточные напряжения в стенке цилиндра
после предварительного нагружения до критического дав-
ления
361
снятии нагрузки будет такой же, как при [первоначальном повы-
шении давления.
Если вся стенка цилиндра находится под напряжением за
пределом текучести, то значения b и с в приведенных выше урав-
нениях становятся одинаковыми и остаточные напряжения опре-
деляются уравнениями (8.81), (8.93)—(8.96) и (8.18)—(8.26).
Пластическая деформация при разгрузке цилиндра. Из уравне-
ния (8.104) можно вывести, что для цилиндра с закрытыми кон-
цами предельным давлением, при котором отсутствует «противо-
положная текучесть», будет давление полной пластической де-
формации при отношении диаметров не более 2,22; для цилиндра
с открытыми концами (уравнение 8.105) это предельное отноше-
ние диаметров равно 1,94. При отношениях диаметров больше
этих значений и снятии давления автофреттажа [уравнение
(8.81)1 будет наблюдаться «противоположная текучесть» у ци-
линдра с закрытыми концами, если давление в 2 раза больше
предельного, и у цилиндра с открытыми концами, если оно больше
в 1,83 раза. Таким образом, теоретическое оптимальное давление
автофреттажа составляет в большинстве случаев примерно удвоен-
ное значение предельного давления (вызывающего пластическую
деформацию) для цилиндров, имеющих отношение диаметров,
превышающих 2,0, и равно давлению «полной пластичности»
для цилиндров с меньшим отношением диаметров.
Так как условия для цилиндров с открытыми и закрытыми
концами приводят примерно к одинаковым результатам, при
анализе противоположной (обратной) текучести предполагается
рассмотреть все случаи [12]. Уравнение (8.80), используемое
при обычном (прямом) нагружении, в случае противоположной
текучести принимает вид
,,-=7з [1Ч4-)!+2|п4Ь <8-106)
где Ь' — граница зоны противоположной текучести. Таким обра-
зом, для упругой части стенки уменьшение напряжений из-за
противоположной текучести составляет
йШМ1 + -г)’; <8-107>
<8Л08)
<8-109>
В пластической части стенки
д<,‘=-й[2|п^+1+(^)Т <81|0>
362
(8.111)
(8.112)
Выражение для распределения остаточных напряжений полу-
чается суммированием напряжений, возникающих при создании
давления, и напряжений, полученных по уравнениям (8.110)—
(8.112), т. е.
о' = а + Да. (8.113)
На рис. 8.21 дана зависимость влияния обратной текучести
на распределение напряжений в цилиндре с отношением диаметров,
равным 3, и пределом текучести 24,6 кгс/мм2. Так как отношение
диаметров цилиндра большее 2,22, противоположная текучесть
может возникать при давлении, в 2 раза превышающем предель-
ное. Предполагается, что полное перенапряжение стенки (за
предел текучести) и распределение напряжений показаны на
рис. 8.21. Если давление автофреттажа снимается, то обратная
текучесть возникает в зоне, определяемой по уравнению (8.106).
Остаточные напряжения вычисляются по уравнениям (8.107)—
Рис. 8.21. Распределение
напряжений в стенке ци-
линдра при давлении, вы-
зывающем пластическую
деформацию
в стенке цилиндра после предвари-
тельного повышения давления вы-
ше критического:
1 — предельное напряжение (растяже-
ние); 2 — эквивалентное напряжение;
3 — предельное напряжение (сжатие);
4 — новая граница текучести
363
Рис. 8.24. Стабильность цикла давле-
ние — деформация при автофреттаже:
X — перенапряжение стенки цилиндра; I —
условия полного пластического поведения
материала после автофреттажа; II — усло-
вия частичного упругого поведения мате-
риала после автофреттажа. Предельное
перенапряжение создается давлением ме-
нее 2ру. Числа около точек — твердость
по Роквеллу
Рис. 8.23. Расчетная кривая для опре-
деления давления автофреттажа равт
(flmin—-Для линейно-упругого поведе-
ния)
(8.113) и даны на рис. 8.22, от-
куда видно, что в зоне обратной
текучести наблюдается некото-
рое увеличение сжимающего на-
пряжения, хотя эквивалентное напряжение будет постоянным.
Возможно, при наличии зоны больших остаточных сжимающих
напряжений имеются некоторые преимущества, но это экспери-
ментально не подтвердилось. Следует отметить, что эквивалент-
ное напряжение на внешней поверхности цилиндра по мере рас-
ширения области текучести увеличивается. Таким образом, раз-
рушение может начаться на внешней поверхности цилиндра,
особенно в условиях циклического режима нагружения, и наличия
концентраторов напряжений.
Явление обратной текучести может быть полезным для цилин-
дров, подвергнутых автофреттажу, когда после этой, операции
производится механическая обработка (расточка) канала. -
Ограничения метода автофреттажа. Эксперимент показы-
вает, что по крайней мере для стали прочность и отношение диа-
метров определяют способность цилиндра удовлетворительно
подвергаться автофреттажу. На рис. 8.23 длятэазличных отношений
диаметров указаны требуемые пределы текучести материала, при
которых цилиндр, подвергнутый автофреттированию (при усло-
вии р = 2р„), будет работать в условиях циклического (упругого)
действия. Для материала с наименьшей прочностью минимальное
требуемое отношение диаметров составляет примерно 3,75, а для
материала с наибольшей прочностью — около 2,5. Интервал
отношений диаметров весьма узок, но и в этих пределах почти
всегда можно выполнить расчеты по предельным состояниям
(давление текучести или разрушающее давление). Числа с левой
364
стороны от кривой на рис. 8.23 показывают диапазон упруго-
линейной работы для цилиндров, изготовленных из материала
различной прочности, с минимальным отношением диаметров и
подвергнутых предварительному давлению, которое дает 100%-
ный автофреттаж. Например, цилиндр с отношением диаметров
3,75 и изготовленный из материала, имеющего предел текучести
35,2 кгс/мм2, имеет давление упругоциклического действия ру,
равное 19 кгс/мм2, и, следовательно, общую линейную область
упругости 2ру или внутреннее давление после 100%-ного авто-
фреттажа, равное 37 кгс/мм2. Меняя комбинацию материал, отно-
шение диаметров и требования упругости, можно рассчитать ци-
линдры почти для любых характеристик давление—деформация.
Из-за ограничений размеров сосуда или недостатка материала
не всегда можно получить 100%-ный автофреттаж. В таких слу-
чаях для данной прочности материала и геометрии цилиндра
необходимо определить, как следует подвергнуть цилиндр авто-
фреттажу, для того чтобы обеспечить его упругоциклическое
нагружение при эксплуатации. Для этого используется рис. 8.24,
на котором можно определить допустимое перенапряжение при’
автофреттировании. Например, для материала, имеющего предел
текучести около 35,2 кгс/мм2, 25%-ное перенапряжение является
максимумом, который можно допустить для цилиндра, который
должен работать в упругой области при циклическом рабочем
давлении. Рис. 8.24 применим только тогда, когда давление авто-
фреттажа не настолько высокое, чтобы вызвать обратную теку-
честь при снятии давления. Например, при использовании мате-
риала с пределом текучести 35,2 кгс/мм2 предельное перенапряже-
ние составляет 25%. Это 25%-ное перенапряжение, однако, должно
создаваться давлением, не превышающим давление, которое
будет давать 100%-ный автофреттаж. Это означает, что для ци-
линдров с отношением диаметров менее 2,22 необходимо ограни-
. чить давление автофреттажа с таким расчетом, чтобы оно было
по крайней мере в 2 раза меньше начального давления текучести.
При использовании рис. 8.24 удобно отметить, что
Y = 37,6 (X — 16,8). (8.114)
Вычислим для полностью линейно-упругого поведения сте-
пень перенапряжения стенки цилиндра, давление автофреттажа
и степень автофреттажа для цилиндра с отношением диаметров
= 2,25, изготовленного из материала с пределом текучести
87,9 кгс/мм2.
Из уравнения (8.114) Y = 87,9 кгс/мм2 и степень перенапря-
жения составляет 40%. С точки зрения размеров цилиндра 40%-
ное перенапряжение определяется как
0,40 = =
9 с —а
*1-1
Л-1 ’
365
откуда Ri = 38,1 мм. Используя уравнение (8.80), получим, что
давление автофреттажа составляет 69 кгс/мм2, а начальное давле-
ние текучести 42 кгс/мм2. Для 100%-ного автофреттажа давление
должно быть равно 2ру, или 81 кгс/мм2. Таким образом, степень
достигаемого автофреттажа
Рг~Ри (100) =70%.
Ру
При проведении автофреттажа следует помнить, какие (откры-
тые или закрытые) концы имеет цилиндр. Часто, особенно для
больших сосудов, более удобно проводить автофреттаж со встав-
ленным внутрь стержнем, имеющим уплотнители, которые обра-
зуют цилиндр с открытыми концами. При автофреттаже цилиндров,
имеющих геометрические концентраторы напряжений (например,
отверстия, зоны сопряжения с днищами и т. п.), следует тщательно
проанализировать условия нагружения и оценить допустимое
давление автофреттажа с точки зрения безопасности зон концен-
трации напряжений [12].
Автофреттаж стальных цилиндров часто сопровождается по-
следующей термообработкой (стабилизирующий отпуск при 300—
400° С). Точное значение температуры отпуска определяется
в зависимости от марки применяемой стали.
8.3.5. Сравнение методов автофреттажа и горячей посадки.
Зависимость отношения диаметров и предельных давлений для
трех типов цилиндров, изготовленных из одинакового материала,
показана на рис. 8.25. Для цилиндра, не имеющего в начальный
момент напряжений, кривая 1 показывает, что при увеличении
отношения диаметров до 3,5—4 можно ожидать лишь-небольшого
роста предельного давления. Для случая автофреттажа (кривая 3)
также нет большого выигрыша в давлении при отношении диа-
метров более 5—6, в то время как для двухслойной конструкции,
изготовленной горячей посадкой (кривая' 2), предельное давление
несколько увеличивается, пока не будет достигнуто отношение
диаметров выше 10. Следовательно, для случаев, когда необходимо
получить высокое предельное давление, более выгодно исполь-
зовать высокопрочную сталь, чем увеличение отношения диа-
метров. Кроме того, из сравнения конструкций видно, что пре-
дельное давление для сосуда, изгЬтовленного методом автофрет-
тажа, больше, чем для двухслойного, выполненного горячей
посадкой. На рис. 8.26 показана зависимость предельных давлений
от отношения диаметров двухслойных цилиндров, в которых пре-
делы текучести материалов внешней и внутренней частей различны.
Кривые построены с использованием уравнения (8.49) в виде
Pif = 2 -Ж|. (8.115)
Практическое значение этого приема заключается в том, что,
например, для отношения диаметров, равного 4, предельное давле-
366
Рис. 8.25. Зависимость предельного
давления (начало текучести) от отно-
шения диаметров:
/ — ненапряженный моноблочный сосуд;
2 — двухслойный сосуд, выполненный го-
рячей посадкой; 3 — автофреттированный
моноблочный сосуд
Рис. 8.26. Влияние предела текучести
на предельное давление
ние можно повысить примерно на одну треть увеличением предела
текучести материала внешней оболочки с 0,5ст(- до 1,25о(- (где
о,- — предел текучести вкладыша).
8.3.6. Автофреттаж сферических сосудов. Поперечное сечение
толстостенного сферического сосуда, подвергаемого действию
внутреннего давления, показано на рис. 8.27. В пределах упругости
в соответствии с уравнениями (8.30) и (8.36) главные напряжения
Pi Г1 । 1 с3 1
°! а2 °h R3 — 1 [ + ~2~ угJ >
ст3—ar —
Максимальные значения этих напряжений
(*^Л?тах — 2
(8.116)
(8.117)
(8.118)
R3 + 2 I .
R3 — 1 J ’
(Стг)тах — Pi- (8. П9)
При возникновении текучести напряжения (8.118) и (8.119)
связаны уравнением (8.73), из которого предельное давление
текучести
2а^ f /?3-1 ]
>Jy~ з L R3 J ‘
При предельном давлении радиальные перемещения
, . ~ а Г2 (1 — 2v)a3 . J + v 1
иа — еЛ (а) ~ £ [ Зсз + з J ’
Ы<.= ел(с)= Т§Г-(1— v)-
Когда превышается предельное давление, то начинается пла-
стическая деформация стенки и при некотором давлении пласти-
ческая граница достигает радиуса Ь.
367
Рис. 8.27. Упругопластическая деформация сфери-
ческой оболочки:
1 — упругая; 2 — пластическая
В упругой части оболочки напряжения
описываются уравнениями, подобными
(8.116)—(8.117):
(аЛ)»<г<е = Ф [1 + 44] ; <8-120>
(Or)b<r<c —фр----------J3"] •
(8.121)
На границе раздела пластической и упругой зон справедливо
уравнение (8.119), так что
^=ф(1+44)-<р(1—4)’
из которого
ф = ^-. (8.122)
Подставляя уравнение (8.122) в (8.120) и (8.121), получим
(оЛ)б<г<с = 44 (1 + 4 4); (8- 12з>
(а+<г<с = ^(1-4)» (8-124)
а радиальное перемещение
В пластической зоне (а < г < Ь) при подстановке ау = (оЛ —
— о>) в уравнение (8.29) получим
____г (for
2 2dr ’
После интегрирования этого уравнения и вычисления постоянной
интегрирования из граничных условий при г = Ь, где выпол-
няется уравнение (8.124), найдем
(oh)a<r<b = <т,.[1 +2 In-у- + -g- (1 ~4)] ’ (8-125>
(ог)а<г<Ь = Оу [2 1П +
26» / С3 \-1
Зс8 \ 6s / J
(8.126)
368
Давление, требуемое для того чтобы вызвать пластическую
деформацию до радиуса Ь,
Р' = 2ад [1п±- 4- (£- 1)] ,
а давление, необходимое для того чтобы вызвать полное пере-
напряжение стенки (за предел текучести),
р0 = 2<зд In R,
где R — отношение внешнего диаметра к внутреннему.
Разрушающее давление выводится так же, как и для цилиндра:
pb = 2agln R (2
Для случая полной пластической деформации и b = с урав-
нения (8.125) и (8.126) дают
^=^(1 +21п-0;
' аг=^(21пТ-к)-
Распределение остаточных напряжений определяется таким же
способом, как для цилиндров. Противоположная текучесть в дан-
ном случае может так же возникнуть, как у цилиндров. Сфери-
ческая оболочка с отношением диаметров около 2,72 (при давле-
нии автофреттажа, вызывающем пластическую деформацию по
всей толщине стенки) — это идеальный случай, когда отсутствует
противоположная текучесть.
8.4. Термические напряжения, ползучесть и разрушение
под напряжением
8.4.1. Напряжения в толстостенном моноблочном цилиндре,
возникающие под действием термических градиентов. Если толсто-
стенное цилиндрическое тело подвергается воздействию терми-
ческого градиента, возникают неоднородная деформация и соот-
ветствующие термические напряжения.
Предполагая, что концы цилиндра не ограничены, заключаем,
что продольная деформация, возникающая в результате дей-
ствия напряжений, будет однородной и постоянной. Поскольку
общая деформация обусловлена как деформацией, зависящей от
возникающих напряжений, так и деформацией, связанной со
свободным термическим расширением, то
еЛ=4-[аА — у(ог4-стг)] + а(ДТ) = -^ ; (8.127)
er = -L [о,—v (oft + oz) + а (Д Т) == -^-; (8.128)
е2 = -L [oz - v (оА + or)] + а (ДТ) = 0. (8..129)
24 р. Никольс
369
Из уравнений (8.6), (8.127) и (8.128)
r±eh + eb—8Г = О. (8.130)
Подставляя уравнения (8.127) и (8.128) в уравнение (8.130) и
используя уравнение (8.6), получим
TTGr + —-7-^ = -3-v-(r3T-°rr') = —(8.131)
dr2 г 1 г dr г г3 dr \ dr r J г \ 1 — v / dr 9 v ’
где Т — функция распределения температуры; а — коэффициент
термического расширения.
Решение уравнения (8.131) с граничными условиями = 0
на внешней и внутренней поверхностях г = rQ и г = rt дает
Ьт?- j Trdr+ j Trdr-Tr* ; (8.132)
\ 0 ‘ ri 'i '
aE I 1 \ / г2 — !2, p> ' \
]Trd'- J7™/- (8.133)
\ 0 ‘ ri ri /
Из уравнения (8.129)
Г (8.134)
Решение уравнений (8.132) и (8.134) зависит от распределения
температуры, т. е. от вида функции Т. В некоторых случаях
можно предположить линейное распределение температуры. Та-
ким образом, если температуры внутренней и внешней поверх-
ности равны Т( и нулю соответственно, то температура Т на ра-
диусе г Т = ), тогда
~ ______W_____ о [ ri
h 3(1 — v) (г0 —r() r*
Л , 'Ш'НП.
g
r 3(l-v)(r0-rt) [/ Г2
{ ,2 \ / 3 J \ I
II ( о —
\ г2 I \ г2 _ 2 I
\ А \ г0 Г1 ' J
370
Обычно для толстостенной трубы характерно приближенно
логарифмическое распределение температуры. В этом случае
Т = — In—2-
ln(r0/rt) г
так что
п ___________EaTj________
2(1 - V) ln(r0/rt)
О' — ___________ 1п А
г 2(1 — v) ln(r0/rz) [ г
_______EaTj________
2(1 —v) In (r0/r£)
о
1—2 In—In ^2-
Г r20-rj rt
В качестве примера возьмем Е = 2,1 104 кгс/мм2, а = 14,4 X
X 10”® мм/мм/°С, v — 0,3, г0 = 152,4 мм, rt = 25,4 мм, -Т( =
= 200° С и То = 0° С. Результаты расчета термических напря-
жений приведены на рис. 8.28.
8.4.2. Термические градиенты и давление (совместное дей-
ствие). Имеется много примеров, когда цилиндры подвергаются
одновременному воздействию термических градиентов и давле-
ния. Типичные примеры можно встретить в ядерной технике и
в соплах ракет. Рассмотрим рис. 8.29, на котором показан двой-
ной цилиндр из различных материалов, находящийся под воздей-
ствием термического градиента, внутреннего и внешнего давле-
ния. Условие совместности деформаций на границе раздела
выражается соотношением
b г 2а2 1 6 р2 + а2
Р‘ЕС Р2— а2 J Pf Et Р2 —а2
2а>6 { Tr dr —п — Г С* + Ь2
Ьр — а* J 1 r ar Pf Ел L с2 — &
ь
+ ^\Trdr.
ь
из которого можно найти давление pf между внутренним и наруж-
ным цилиндрами. Предполагается, что это давление Pf положи-
тельное. Если pf окажется отрицательным, физически это озна-
24* 371
Рис. 8.28? Распределение
термических напряжений
в стенке цилиндра:
1 — линейное распределение
температуры; 2 — логариф-
мическое
Рис. 8.29. Двухслойная си-
стема
чает, что части цилиндра не имеют контакта. Отыскав значение pf,
довольно просто вычислить распределения напряжений методом
линейной суперпозиции.
8.4.3. Ползучесть и разрушение под напряжением. Расчет
сосудов в условиях ползучести обсуждался в гл. 3. Для тол-
стостенных сосудов были предложены различные методы рас-
чета [12]. Рассмотрим методы Сибела и Швайгерера для цилин-
дров с закрытыми концами из нержавеющей стали типа 347,
срок службы которых может ограничиться 1600 ч. Метод можно
использовать, конечно, для различных условий и материалов.
Основа метода заключается в том, что допускается определенная
деформация ползучести, после которой сосуд признается непри-
годным для дальнейшей работы. Пусть, например, допустимая
деформация ползучести на внутренней поверхности канала со-
ставляет 1%. Так как предполагается, что объем в пластической
области остается постоянным, можно использовать следующее
соотношение, которое связывает деформацию на внутренней по-
верхности с окружной деформацией в стенке цилиндра при про-
извольном радиусе (рис. 8.30):
еа = ег(/?1)г. (8.135)
Используя это уравнение и условие, что еа = 1 %, построим
график.
Максимальное безопасное внутреннее давление на срок службы
1000 ч при повышенной температуре вычисляем для цилиндра
372
с отношением диаметров 2,76, Данные по ползучести на базе
1000 ч при различных температурах приведены на рис. 8.31
для одноосного нагружения. Имея данные рис. 8.30 и 8.31, можно
получить графики зависимости эквивалентного напряжения от
отношения радиусов (рис. 8.32). Это делается следующим
образом. Например, для температуры 650° С 0,1%-ная деформа-
ция ползучести соответствует напряжению примерно 35 кгс/мм2
(см. рис. 8.31). 0,1%-ная деформация соответствует отношению
диаметров 3,25. Далее на рис. 8.32 наносится точка с координа-
тами 35 кгс/мм2 и = 3,25. Ординатой, т. е. эквивалентным
напряжением, будет результат,
получаемый из уравнения (8.73),
а данные рис. 8.32 позволяют
Рис. 8.32. Распределение экви-
валентного напряжения в ци-
линдре за 1000 ч
Рис. 8.31. Зависимость деформации
ползучести нержавеющей стали 347
от напряжения за 1000 ч
373
Рис. 8.33. Допустимое внутреннее давле-
ние pt при 1%-ной деформации ползуче-
сти внутренней поверхности цилиндра из
нержавеющей стали 347 за 1000 ч
определить допустимое внутреннее
давление цилиндра. Для условий
равновесия необходимо, чтобы
р = J , (8.136)
а
где предполагается, что
(аА-аг) = -^. (8.137)
На основании выражения (8.136),
интегрируя по значения на-
пряжений, данные на рис. 8.32, получим кривые (рис. 8.33)
допустимых внутренних давлений для цилиндров при условии
1%-ной деформации на внутренней поверхности в течение 1000 ч.
Например, для отношения диаметров 2,76 максимальным допу-
стимым давлением при 650° С является 425 кгс/см2.
Распределение напряжений найдем из уравнений (8.73), (8.76)
и (8.77) при следующих преобразованиях. Равновесное условие,
выраженное уравнением (8.76), перепишем для одного напря-
жения и тогда полупим уравнение (8.6). По определению еА =
= (и/r) и er = (du/dr), где и — радиальная деформация. После
дифференцирования и деления на время t получим
-^Ch=±(C-Ch), (8.138)
где Ch и Сг — скорости ползучести соответственно, в окружном
и радиальном направлениях. Эти значения можно использовать
в следующих уравнениях, определяющих главные скорости пол-
зучести 112]:
Ci = В<' [* - -у (а2 + аз)] ; (8'139)
Сг = Вау 1 ^Стг-------(<Ji -|- сгз)^ ; (8.140)
Сз= Всту 1 £<Тз------g- (<Т1 -j-Ог)] ,
(8.141)
где В и п — постоянные, получаемые из определения скорости
одноосной ползучести:
С = Во". (8.142)
374
В уравнении (8.142) о — приложенное растягивающее напря-
жение; п — наклон кривой в логарифмических координатах;
В — напряжение, соответствующее логарифму скорости ползу-
чести, равному 1,0.
Предполагая, что цилиндр находится полностью в пластиче-
ском состоянии, скорость продольной ползучести можно считать
пренебрежимо малой. Таким образом,
_ _________________________ Oft + Or
°г~ 2
(8.143)
и уравнение (8.73) можно записать как
Уз , ч
^= —(<ТА —аг).
(8.144)
Используя это новое значение для о^, уравнения (8.139)
и (8.140) и <тг, определенное по уравнению (8.143), скорости пол-
зучести
Уз V+1
СА =
Уз V+1
(8.145)
(8.146)
После подстановки этих уравнений в выражение (8.224) и
интегрйрования при граничных условиях так, что радиальное
напряжение на внутренней поверхности равно — ру, а на внеш-
ней нулю, получим
_р_ + (2 — n),(b/r)2<'n
Л П ' рМп________________j
(8.147)

' 1 _ (b/r)2/" ~l .
/?2/« _ 1 ’
(8.148)
(8.149)
Уравнения (8.147)—(8.149) определяют распределение напря-
жений для стадии установившейся ползучести и справедливы
только до тех пор, пока наблюдается установившаяся ползучесть.
Типичное распределение напряжений для цилиндра с отношением
диаметров 2, находящегося под действием внутреннего давления,
приведено на рис. 8.34.
Скорости ползучести в окружном и радиальном направлениях
можно определить из уравнений (8.145) и (8.146) и трех уравнений
для напряжений. Следует уделить особое внимание при исполь-
зовании справочных данных по скорости ползучести, так как
очень небольшие различия в напряжениях могут привести к весьма
большим ошибкам в вычисленных скоростях ползучести.
375
Рис. 8.34. Распределение напряжения
ползучести в цилиндре под давлением
8,4 кгс/мм2
Хотя, как может показаться
на первый взгляд, деформация пол-
зучести находится в допустимых
пределах, еще нет оснований счи-
тать, что не наступит разрушение;
оно возможно, если длительная
прочность окажется недостаточ-
ной. Следовательно, кроме расчета
ползучести необходимо проверить
цилиндр на длительную прочность.
Известны многие случаи разруше-
ния сосудов и труб, находящихся
под действием внутреннего давле-
ния, когда трещины возникали при
небольшой или при отсутствии пла-
стической деформации ползучести. Для того чтобы определить на-
пряжение, при котором создаются условия разрушения, необходи-
мо подставить максимальные растягивающие напряжения из урав-
нений (8.147)—(8.149) в уравнение (8.73), где оу— разрушающее
в данном случае напряжение для образцов при,растяжении. Мак-
симальное растягивающее' напряжение наблюдается на внешней
поверхности цилиндра, т. е. при г = Ь, и разрушающее давление
рр = -^[/?2/"- 1]. . (8.150)
Уравнение (8.150) можно использовать для вычисления пре-
дельных давлений при расчете сосудов на длительную прочность.
8.4.4. Термические напряжения в толстостенных сферических
сосудах. Для последующего обсуждения предполагается, -что
температура изменяется только по толщине стенки сферы.
В случае симметричного температурного поля оболочка под-
вергается воздействию равного двухосного напряжения и радиаль-
ного напряжения. Таким образом, для сферы уравнения (8.127)
и (8.128) принимают вид
ч=4 [<Та ~v а (Д7)=~г;
S, = 4- [о>—2wa] + а(ДТ) = .
Подставляя эти уравнения в выражение (8.130) и используя урав-
нение (8.6), получим уравнение для определенйя радиального
напряжения
d2 , 4d_______J_ d / t_d_ \ _ —2aE dT
dr* °' ' rdr °г r* dr \ dr &г) (1 — v) r dr '
376
Радиальное напряжение равно нулю на обеих поверхностях;
таким образом, используя эти граничные условия и функцию
распределения температуры в виде
найдем напряжения
aETj I rorj \ . А2\
Л 1 — V r3_r3 j ^r0-)-rz-------— [г0 -|- V; + ге-]-2гзр -
. (8.151)
(\ / Г2Г2 \
s' / ) Ио+ ri—т- [ro + r<fi +-7г)’ (8.152)
го ri ' ' '
Если одновременно действует и давление, то напряжения,
данные уравнениями (8.151)—(8.152), складываются с напряже-
ниями, найденными из уравнений (8.30) и (8.31).
8.4.5. Ползучесть и длительная прочность .толстостенных сфе-
рических сосудов. Используется такой же метод, как и метод,
приведенный выше для цилиндров. При постоянстве объема мате-
риала в условиях ползучести уравнение (8.135) для сферы при-
нимает вид
8а = (/?!)3.
Используя это соотношение и полагая, что максимальная
деформация ползучести &а = 1%, сошлемся на рис. 8.30. Пред-
полагая R = 2,76 (как для цилиндра) и используя данные рис. 8.31,
а также уравнение (8.119), получим рис. 8.32. Из уравнений (8.136)
и (8.137) и рис. 8.32, получим рис. 8.33. Распределение напря-
жений находится так же, как и для цилиндра:
Р_ Гп + (3 -п)(<>/г)3/п] 1-0Л)3/я
п Я3/" —1 ’ г~Р дз/л —1
Разрушающее давление из расчета на длительную прочность
«g0(7?3/n— 1)
Рр— з—п
8.5. Динамическое и усталостное нагружение
Рассмотрим три типа нагружения: динамическое или ударное,
rjtfi время приложения нагрузки составляет половину собствен-
ного периода колебаний; быстрое, где время приложения нагрузки
составляет около 1—3 периодов колебаний, и усталостное, где
Давление непрерывно пульсирует по крайней мере в течение боль-
шого периода или всего срока службы сосуда. При быстром
377
Рис. 8.35. Геометрическая модель для анализа
колебаний
нагружении воздействие упругой волны
проходит без существенных вторичных
явлений и расчет можно сделать доста-
точно точно на основе статической мо-
дели. Поэтому в последующем обсуж-
дении основное внимание будет уделено
ударному нагружению и нагружению
сосудов при циклическом нагружении.
8.5.1. Взрывное давление. Для большинства случаев удар-
ного нагружения достаточно примерно установить период соб-
ственных свободных колебаний системы. Это можно сделать, на-
пример, энергетическим методом Релея, используя схему.рис. 8.35.
Из условия равенства кинетической и потенциальной энергии:
для цилиндра
(8.153)
для сферы
(8.154)
где у — плотность; Ео — модуль нормальной упругости; со —
угловая частота.
Так как скорость волны в области упругости
с»=/(т)’ (8.155)
(8.156)
(8.157)
то уравнение (8.155) совместно с уравнениями (8.153) и (8.154)
дает выражения для периода свободных колебаний:
для цилиндра
у 2jIf _ па (R + О .
с Со С0
для сферы
т — 2лг — na(R +
s Гг с0 К2 с„
Используя уравнения (8.156) и (8.157), можно установить
примерно, каков период колебаний, и, следовательно, сравнивая
вычисленный период с частотой приложения нагрузки, опреде-
лить, имеет ли место динамическое нагружение. Для частного
случая внутренних взрывов мгновенное давление является по-
стоянно высоким, так что при всех практических случаях стенка
сосуда подвергается воздействию ударной нагрузки, которая
заставляет ее вибрировать и передавать волны давления. Эти
378
волны, возникая на внутренней поверхности, распространяются
в сторону внешней поверхности^ отражаются от нее и вызывают,
таким образом, интерференцию при обратном движении.
Некоторые результаты взрывного нагружения толстостенных
сосудов из отожженной малоуглеродистой стали с отношением
диаметров от 2 до 9 даны Фаупелем [12]. Статическое разрушаю-
щее давление для таких цилиндров, определяемое из уравне-
ния (8.82), находилось в пределах от 30 кгс/мм2 для цилиндра
с отношением диаметров 2 до 95 кгс/мм2 для цилиндра с отно-
шением диаметров 9. Эти давления значительно ниже внутрен-
него давления, которое при взрыве достигает 2100 кгс/мм2 и
действует в течение примерно 3 мс. Меньший цилиндр (/? = 2)
полностью разрушался при взрыве, в то время как цилиндр
с отношением диаметров R = 9 имел только внутреннее поверх-
ностное растрескивание. Для того чтобы интерпретировать эти
результаты, важно иметь в виду, что при ударных условиях на-
гружения наиболее существенным механическим свойством яв-
ляется сопротивление отрыву, т. е. нормальное разрушающее
напряжение, которое для рассматриваемой стали составляет
127 кгс/мм2. Следовательно, в уравнении (8.82) <зу = о„ =
= 127 кгс/мм2, и разрушающие давления для цилиндров с отно-
шением диаметров 2 и 9 равны соответственно 100 и 250 кгс/мм2.
Так как время действия взрывного импульса давления состав-
ляло около 30 мс, а период собственных колебаний для цилиндра
с отношением диаметров 2 составлял около 23 мс, а для цйлиндра
при R = 9 около 78 мс, то для малого цилиндра время нагружения
было равно периоду собственных колебаний (статическая про-
блема) и, как и следовало ожидать, цилиндр разрушился. Для
большого цилиндра время нагружения составляло примерно одну
треть периода колебаний и, таким образом, возникали проблемы
динамического нагружения. Почему этот цилиндр не разрушился
полностью, не вполне ясно, но поскольку возникало растрески-
вание, он должен рассматриваться как разрушенный. Допустимое
давление при импульсном нагружении аналитически установить
трудно, но примерно [12] можно рассчитать допустимое напряже-
ние о в зависимости от времени нагружения:
а=а»(1+тг)’ (8.158)
где os — допустимое статическое напряжение; t — время нагру-
жения. Применив это уравнение к рассмотренному случаю и
предположив, что напряжение и давление пропорциональны,
коэффициенты перегрузки для маленького и большого цилиндра
соответственно равны 0,194 и 0,648, так что давления перегрузки,
не вызывающие разрушения, из уравнения (8.158) для цилиндра
с отношением диаметров 2 должны быть меньше 72 кгс/мм2 и
для цилиндра с отношением диаметров 9 — около 703 кгс/мм2.
Если сосуд подвергается действию внутреннего взрыва, вы.
379
Рис. 8.36. Цилиндр
с -"боковым отвер-
стием
зывая повышение давления, которое можно оценить, то расчет-
ное давление можно взять равным 2/3 этого давления (оно будет
оказывать влияние на давление гидростатического испытания).
8.5.2. Циклическое нагружение. Переменные во времени напря-
жения, возникающие в результате или пульсации-давления, или
термического напряжения, приводят в конечном счете к разруше-
нию сосуда в результате усталости. Можно считать, что усталост-
ное напряжение выражается уравнением (8.73), где о0—предел
усталости материала. .При последующем обсуждении рассмо-
трим два типа усталостного напряжения: 1) многоцйкловую (или
обычную) усталость, когда детали подвергаются воздействию
более 10 000 циклов и разрушение обычно вызывается высокими
значениями локальных напряжений, создаваемых концентрацией
макро- и микронапряжений; 2) малоцикловую усталость, которая
вызывает разрушения, связанные с увеличением амплитуды на-
пряжений выше предела упругости используемого материала
(обычно воздействию нескольких сотен или тысяч циклов). Для со-
судов давления следует упомянуть несколько типичных очагов
усталостного разрушения: резкие изменения сечения или формы,
отверстия для клапанов и патрубков, фланцевые соединения, ани-
зотропия свойств, .включения в материале и т. п.
Рассмотрим цилиндрический сосуд давления, показанный
на рис. 8.36. Для толстостенного сосуда давления необходимо
определить, одинаковы ли в различных направлениях усталост-
ные-характеристики материала. Обычно характеристики в попе-
речном направлении (окружное направление в цилиндре) ниже,
чем в осевом направлении; это связано, по-видимому, с техноло-
гическими факторами. При расчете на прочность используются
характеристики сопротивления усталости в осевом направлении
и влияние анизотропии учитывается введением корректирующих
поправок. Среднее напряжение цикла оказывает значительное
влияние на выносливость, поэтому при расчете его необходимо
принимать во внимание, используя уравнение (8.73):
максимальное напряжение
(<ro)max = -Ping£V2-; ’ (8-159)
38Q
среднее напряжение
(8.160)
,ff) -Р'п/З Я*.
\Ув)т — #2—1 ’
минимальное напряжение
(8.161)
При переменном давлении напряжение может изменяться от
некоторого фиксированного значения до максимума, а затем воз-
вращаться к установившемуся давлению, как показано на
рис. 8.37. Поэтому уравнения (8.159)—(8.161) можно объединить
в соответствии с уравнением (8.73) [где (on)roaY — (<*о)т =
= 02; (Go)mln ~ °з1‘
_ __ 3/?г(рИах — Pmln) - /о ico\
=-----27^-11)----• (8Л62)
Для практических случаев это уравнение корректируется
коэффициентом а, который определяется как отношение предела
усталости в окружном направлении к пределу усталости в про-
дольном направлении, так что предельный размах давления
Во многих случаях рш1п = 0, тогда максимальное ^предельное
давление цикла .
где ае — предел усталости материала в продольном направлении
при пульсирующем цикле.
Если цилиндр имеет боковое отверстие, как показано на
рис. 8.36, то используется метод суперпозиции и уравнение (8.162)
принимает вид
(8.164)
В этом'случае дополнительная коррекция не требуется, так
как влияние концентрации напряжений (около отверстия) учтено
Рис. 8.37. Устало-
стное нагружение
381
уравнением (8.164). Таким образом, для цилиндров, находящихся
под действием пульсирующего давления,
Сравнение рассчитанных по уравнениям (8.163) и (8.165)
результатов с некоторыми экспериментальными данными [12, 13]
дано в табл. 8.3.
Уравнения (8.163) и (8.165) позволяют рассчитать пределы
усталости для цилиндров, находящихся под давлением, изменяю-
щимся от нуля до некоторого максимального значения (пульси-
рующий цикл). Если действует постоянное давление совместно
с циклически изменяющимся давлением, то необходимо пере-
смотреть указанные выше уравнения. В некоторых случаях, когда'
действуют циклически изменяющиеся термические напряжения,
методика расчета остается той же (см. выше), но с учетом соот-
ветствующих значений термического напряжения, которые под-
ставляются в расчетные уравнения.
Выше предполагалось, что сосуды работают в области упру-
гости. Часто, однако, напряжения превосходят предел упругости,
и в этом случае более удобно оценить число циклов, которое может
выдержать сосуд до разрушения. Это делается совместным рас-
смотрением приведенного выше метода расчета и метода оценки
малоцикловой усталости [5 и 12]. В соответствии с известной
теорией долговечности при малоцикловой усталости число цик-
лов до разрушения
<8Л66>
где RA — сужение поперечного сечения при разрыве, в %, опре-
деляемое при испытаниях на статическое растяжение; о — дей-
ствующее напряжение; ае — предел усталости.
Таблица 8.3
Источник R а Напряжение, кгс/мм2 Предельное давление, кгс/мм2
°У °ult по урав- нению (8.163) наблю- даемое по урав- нению (8.165) наблю- даемое
12 2,5 0,63 75 82 53 19 18 10 9
12 2,5 0,59 106 115 69 23 21 13 10
12 2,5 0,57 145 157 75 24 25 15 11
13 1,2 0,875 69 80 43 8 8 — —
13 1,4 0,875 69 80’ 43 12 13 — —
13 1,6 0,875 69 80 43 15 14 — —
13 1,8 0,875 69 80 43 18 17 — —
13 2,0 0,875 69 80 43 19 19 — —
13 3,0 0,875 69 80 43 23 24 ' — —
382
Таблица 8,4
R ^шах’ кгс/мм8 (Ртш=°) Число циклов до разрушения ХЮ3 R ршах* кгс/мм8 (pmln=0) Число циклов до разрушения ХЮ3
по урав- нению (8.167) наблю- даемое по урав- нению (8.167) наблю- даемое
1,2 10 142 85 1,8 24 67 100
1,4 17 55 80 2,0 25 85 170
1,6 20 137 150 3,0 28 188 300
Объединяя уравнения (8.166) и (8.162), получим
Г а£(Я2—1) In 100/(100 —ДА) У
L 2 {ЗД2 (Ртах — Pmln) — 2<7t(X (Д2 — 1)} J
(8.167)
Данные исследований [13] и теоретические расчеты по уравне-
нию (8.167) приведены в табл.к8.4.
Предел усталости материала 46 кгс/мм2. Сужение поперечного
сечения при разрыве 48% [13]. Для того чтобы учесть уменьше-
ние коэффициента концентрации напряжений в пластической
области, а заменен на 1-~^а . Экспериментальные значения взяты
из графиков и, следовательно, являются приближенными.
8.6. Трубы и соединения
Расчет трубопроводов высокого давления и фитингов, таких,
как муфты, фланцы и т. п., является наиболее важным особенно
при высокой температуре и нагрузках при переменном давлении.
Кроме обычных напряжений и деформаций, создаваемых одним
только давлением, при расчете должно учитываться влияние тер-
мического расширения. Разрушение деталей трубопроводов при-
водит, к преждевременному разрушению и образованию течей
в соединениях. Нагрузки, возникающие из-за большого терми-
ческого градиента, могут также разрушать болты во фланцевых
соединениях.
Трубопроводы в этом случае рассчитывают по тому же прин-
ципу, что и цилиндрические сосуды; наиболее сложно рассчиты-
вать крепление трубы к сосуду. Для очень высоких давлений
часто можно использовать резьбовые соединения в сочетании
с усиливающими их манжетами. На рис. 8.38 показано типичное
соединение, которое можно использовать по крайней мере до
давления 42 кгс/мм2 [3]. Другим распространенным типом сое-
динения является соединение типа Грейлок [И], показанное
на рис. 8.39. Рассматривая различные стандарты [4—7], заклю-
чаем, что при определенных условиях можно применять стандарт-
383
Рис. 8.38. Типичное кони-
ческое соединение:
/ — трубопровод; 2 — фикса-
тор; 3 — втулка; 4 — корпус
Рис. 8.39. Система соединения типа
Грейлок
ные фланцы при давлениях до 7 кгс/мм2. Однако для более высо-
ких давлений обычно используются специальные детали, и расчет
выполняется для каждого отдельного случая [3, 9—12].
ЛИТЕРАТУРА
1. Mills, Е. J. et al. (1964). Design, Performance, Fabrication, and Material
Considerations for High Pressure Vessels. Redstone Arsenal, Alabama, Report
AD-603693, March.
2. Manning, W. R. D. (1964). ’The Basic Design of High Pressure Vessels
and Plant and Some Considerations of the Ultimate Strength of Thick-walled Cylin-
ders of High Tensile Material*. Bracken Press, Hatfield, England (20 pages).
3. Tongue, H. (1959). ’The Design and Construction of High Pressure Chemical
Plant*. Van Nostrand, Princeton, New Jersey.
4. American Society of Mechanical Engineers, ’Code for Pressure Piping*.
ASME, New York, 1955.
5. American Society of Mechanical Engineers, ’Boiler and Pressure Vessel
Code, Sections III and VIII*. ASME, New York, 1968.
6. American Society of Mechanical Engineers, ’High Pressure Measurement*.
ASME, New York, 1953.
7. American Society of Mechanical Engineers, ’Pressure Vessel and Piping
Design*, ASME, New York, 1960.
8. Brownell, L. E. and Young, E. H. (1959). ’Process Equipment Design*.
John Wiley, New York.
9. American Chemical Society, High pressure, Ind. Eng. Chetn. 49 (12),
1945—2050, December, 1957.
10. Frederick, D. D. (1967). Pressure vessel closures. Machine Design 39 (11),
183-6, May 11.
11. Gray Tool Company, Grayloc Pipe Fittings, Catalog 67, Gray Tool Company,
Houston, Texas, 1966.
12. Faupel, J. H. (1964). ’Engineering Design*. John Wiley, New York.
13. Morrison, J. L. M., Crossland, B. and Parry, J. S. C. (1960). Strength of
thick cylinders subjected to repeated internal pressure. Proc. Inst. Meeh. Engrs.
174 (2), 95-118.
384
Глава 9
СОСУДЫ ИЗ ВЫСОКОПРОЧНЫХ МАТЕРИАЛОВ
Высокопрочные материалы при изготовлении сосудов давле-
ния в Великобритании начали применять относительно недавно
в авиационной промышленности. В начале 50-х годов изготовляли
два класса сосудов давления для совершенно различного исполь-
зования: обшивка для твердотопливного ракетного двигателя
и баллоны для газа, находящегося под высоким давлением (для
подводного флота и авиации). Обшивка ракеты в течение срока
службы подвергается действию только одного цикла нагрузки,
в то время как сосуд давления должен быть рассчитан на отно-
сительно большое число циклов нагружения. Сосуд давления
имел простую цилиндрическую форму с небольшим утолщением
стенки в зоне единственного штуцера, в то время как обшивка
ракеты имела более сложную форму из-за кованых колец, распо-
ложенных по ее длине.
Первоначально обшивка ракеты была изготовлена из 0,25% С,
1,5% Мп стали (DTD124A) и термообработана до получения мини-
мальной прочности на растяжение, равной 86 кгс/мм2; однако
вскоре потребовались более прочные материалы. В результате
(по американскому техническому требованию SA.E 4130) как для
обшивки твердотопливных ракет, так и для сосудов давления
стала использоваться 1% СгМо сталь. Типичная обшивка форси-
рованного ракетного двигателя, изготовленная из 1% СгМо
стали, отвечающей техническому требованию DTD 5112, пока-
зана на рис. 9.1. Цилиндрическая часть изготовлена из листа
путем вальцовки и сварки с коваными кольцами. Концевые
втулки с замыкающим кольцом соединены прессованием. Обшивка
термообработана для получения прочности на растяжение, рав-
ной 116 кгс/мм2.
Сварной сосуд давления для огнетушителя из той же стали
показан на рис. 9.2. Цилиндрическая часть сосуда получена из
цельнотянутой трубы механической обработкой. Сосуд термо-
обработан до прочности на растяжение 126 кгс/мм2 и рассчитан
на срок службы 10 лет постоянной работы в авиации. Расчетное
напряжение составляет 58 кгс/мм2.
Высокопрочные алюминиевые сплавы не используются для
создания сварных обшивок твердотопливных ракет или сосудов
давления из-за сравнительно низкой прочности и трудностей,
связанных с получением качественного сварного соединения.
25 р. никольс . 385
Рис. 9.1. Сварная обшивка дви-
гателя ракеты
Рис. 9.2. Сварной сосуд давления
Однако они применяются для обши-
вок ракет, не требующих сварки.
Типичным 'примером является об-
шивка ракетного двигателя, изготов-
ленная из Al, Си, Mg, Мп и Zn сплава,
отвечающего техническому требова-
нию DTD 5024 (рис. 9.3). Обшивка
изготовлена методом обратного прес-
сования, а различные части присое-
динены к ней на резьбе. Материал мо-
жет подвергаться термообработке до
прочности на, растяжение 55 кгс/мм2,
что на основании критерия удельной
прочности эквивалентно стали с пре-
делом прочности около 152 кгс/мм2.
Для сосудов давления использова-
лись также высокопрочные титановые
сплавы. Так, сварные сосуды цилиндрической и сферической формы
изготавливались из титанового сплава, содержащего 6% А1 и
4% V [1], который можно подвергать термообработке для полу-
чения предела прочности при растяжении около 101 кгс/мм2,
что примерно эквивалентно стали с прочностью 169 кгс/мм2.
Совсем недавно более высокопрочные стали применялись
для создания обшивок ракет. На рис. 9.4 показана ракета, об-
шивка которой изготовлена из 3% Сг, Мо и V стали, подобной
стали BS 970EN.40C. Для того чтобы избежать продольного %
сварного шва, который расположен неудачно относительно дей-
ствия максимального (окружного) напряжения, обшивка изго-
товлена из полосы или ленты методом спиральной сварки. Кованые
кольца приварены к концам трубчатой части. Материал термо-
обработан до прочности при растяжении 157 кгс/мм2.
В последние несколько лет получены еще более высокие зна-
чения прочности материалов при использовании 18% Ni, Со
и Мо стали типа марейджинг. Например, обшивка ракеты «Вокс-
винг» для запуска спутника «.Черная стрела» сварена из этой
стЬли и затем подвергнута старению до получения прочности на
растяжение около 180 кгс/мм2 (рис. 9.5). Такая же сталь исполь-
зовалась для сварного сосуда давления, изготовленного из двух
386

Рис. 9.3. Обшивка ракеты
из алюминиевого сплава
Рис. 9.4. Ракета для ис-
следовательских работ
Рис. 9.5. Сварная обшивка
ракеты для спутника, из-
готовленная из 18% Ni
стали типа марейджинг
обечаек, сваренных кольцевым швом. Сталь термообработана до
получения предела прочности 188 кгс/мм2. Для эксперименталь-
ных обшивок твердотопливных ракет, изготовленных спиральной
сваркой, использовалась еще более высокопрочная 18% Ni,
Со и Мо сталь типа марейджинг. При этом был получен предел
прочности около 235 кгс/мм2 (в окружном направлении) [2].
Эти результаты, вероятно, соответствуют наибольшим достигну-
тым значениям прочности для материалов с удовлетворительной
25* 387
вязкостью, и дальнейшее повышение уровня прочностных свойств
должно, по-видимому, достигаться без какого-либо уменьшения-
характеристик вязкости материалов.
9.1. Вязкость разрушения
Самая серьезная проблема, возникающая при использовании
материалов с высокой удельной прочностью для сосудов давления,
заключается в обеспечении достаточной вязкости разрушения.
Много ценных исследовательских работ по вязкости разрушения
высокопрочных материалов проводилось в США в связи с разру-
шениями обшивок твердотопливных ракет. Работы показали,
что в условиях плоской деформации материал, имеющий трещины,
будет разрушаться нестабильно, если трещины окажутся больше
определенного критического размера. Сопротивление материала
этому виду разрушения является функцией коэффициента интен-
сивности напряжений, критическая величина которого дости-
гается у вершины трещины. Критический коэффициент интенсив-
ности напряжений характеризуется сопротивлением материала
развитию трещины при плоской деформации и разрушении отры-
вом (К1с), которое выражается произведением напряжения Хна
р^длины.
Соотношение между разрушающим напряжением, размером
трещины и К]с, т. е. условие нестабильности, для внутренней
трещины является следующим:
. л»
где а — полуширина трещины, см; Q — параметр формы тре-
щины; а — напряжение, перпендикулярное плоскости трещины,
кгс/мм2.
Параметр формы трещины
С=Ф-О,212(^-)2, (9.2)
где
Я/2 ]
<₽=J [i — (-^^)sln2е]2 d0; (9.3)
о
0У — предел текучести; с — половина длины трещины.
Для поверхностных трещин полуширина становится реальной
измеряемой величиной. Параметр Q зависит от формы трещины,
т. е. от отношения ширины или глубины трещины к ее длине [3,
4]. На практике значение Q изменяется от 0,8 для удлиненных
дефектов до примерно 2,3 для округлых дефектов, так что форма
дефекта оказывает существенное влияние на разрушающее на-
388
Таблица 9.1
а/2с Ф а/2с ф а/2с ф
0 1,00 0,125 1,07 0,275 1,24
0,02 1,00 0,15 1,09 0,30 1,28
0,04 1,01 0,175 1,12 0,35 1,35
0,06 1,02 0,20 1,15 0,40 1,42
0,08 1,03 0,225 1,18^ 0,45 1,49
0,10 1,05 0,25 1,21 0,50 1,57
пряжение. Значения функции <р для а/2с от 0 до 0,5 приведены
в табл. 9.1.
Соотношение между полушириной трещины а, К 1с и напря-
жением показано схематически на рис. 9.6. На этом рисунке
показаны, несколько большие дефекты, чем можно допустить при
условии, что материал имеет высокое значение Kic и подвергается
воздействию низкого напряжения, в то время как материал с низ-
ким и П°Д действием высокого напряжения может иметь только
небольшие дефекты, безопасные с точки зрения процесса неста-
бильного разрушения. Здесь же для стали показан заштрихо-
ванный прямоугольник, ограничивающий предел текучести по
оси абсцисс и сопротивление развитию трещины при плоской
деформации по оси ординат. Практически сталь безопасно может
работать в заштрихованной области.
Рис. 9.6 отражает проблему, с которой встречаются металлурги
при создании высокопрочных сосудов давления, т. е. в основном
если предел текучести материала повышается, К1с уменьшается,
в то время как практически необходимо, чтобы К1с увеличивался
с увеличением предела текучести (если для сталей, безотноси-
тельно к их прочности, используются одни и те же стандарты
определения дефектов). Подтверждение этого дает удовлетвори-
тельная корреляция расчета и эксперимента, которая была не-
давно получена [5] в Великобритании по сварной обшивке ракеты
диаметром 910 мм, изготовленной из 3% Сг, Мо и V стали, подверг-
нутой термообработке до предела текучести о012 = 130 кгс/мм2.
Рис. 9.6. Зависимость разме-
ра дефекта от К1С и предела
текучести для различных ма-
териалов. Заштрихованная
область — безопасная зона
работы для 1% Сг, Мо стали,
отпущенной при 350° С. Глу-
бина дефектов дана для по-
верхностных трещин как от-
ношение длины к глубине 3: 1
389
Рис. 9.8. Поверхность излома с трещиной
(темная область), от которой началось
.разрушение
Рис. 9.7. Разрушенная обшивка ракеты
Во время испытаний под давлением сосуд разрушался при на-'
пряжении около 32 кгс/мм2 (вычисленном по разрушающему
давлению). Внешний вид разрушенного сосуда показан на рис. 9.7;
разрушение началось от внутренней трещины, расположенной
около сварного шва (рис. 9.8). Для определения вязкости разру-
шения материала вблизи излома и среднего значения К1с было
проведено три испытания. Зная К1с и размер трещины, было
вычислено разрушающее напряжение, которое оказалось равным
35 кгс/мм2, что всего на 10% отличается от фактического разру-
шающего напряжения. Такое хорошее совпадение должно помочь
дальнейшему использованию теории механики разрушения при
расчете высокопрочных сосудов давления [4]. •
\
9.2, Материал
Возвращаясь к соотношению между К1с, размером трещины
и разрушающим напряжением, можно видеть, что для внутрен-
него дефекта с отношением длины к ширине 3/2 критическая ши-
рина 2а = (/CR/o)2, так как для этой формы дефекта Q/л — 2.
Исходя из очевидного положения, что любая конструкция не
должна разрушаться нестабильным образом при напряжении ниже
предела текучести, в формуле (9.1) можно взять вместо а предел
текучести материала ау. В этом случае материалы можно сравни-
вать по допуску на максимальный размер трещины, который про-
порционален К1с/аг Из рис. 9.9 [5] видно, что материалом,
имеющим наиболее высокий предел текучести и самый высокий
допустимый размер трещины, является сталь марейджинг. Важно
то, что выбор материалов для сосуда давления связан с методом
неразрушающего контроля, на который можно положиться.
390

Рис. 9.9. Влияние содержания легирующих элементов на
критический размер дефекта:
1 — 1% Сг, Мо сталь; 2 — 3% Сг, Мо, V сталь; 3 — 18% Ni сталь
типа марейджинг
16 -
12 ~
о __________
80 120 160 200 6ог,кгс/мм
вается. Например, если 3% Сг,
8
4
2
Материал надо выбирать с учетом размера дефекта,
который можно определить методом неразрушаю-
щего испытания или гарантированного контроля
качества при изготовлении.
Исследования показали, что металлургическая
предыстория материала может
оказать существенное влияние
на допускаемый размер трещи-
ны (К1е/а^)2. Если, например,
степень деформации при горячей
обработке увеличивается, то
значение К1С также увеличи-
, Мо и V сталь толщиной 76 мм
"имела среднее значение Kic = 83 кгс/мм3/2 при пределе теку-
чести 130 кгс/мм2, то сталь, деформированная в горячем со-
стоянии до толщины 4,4 мм, имела более высокое значение К1с =
— 148 кгс/мм3/2 при пределе текучести 141 кгс/мм2.
Итак, критический размер трещины изменяется от 0,4 мм для
стали с небольшой степенью деформации при горячей обработке
до 1,1 мм для интенсивно деформированной в горячем состоянии
стали. Это составляет почти трехкратное увеличение максимально
допустимого размера трещины. Следовательно, для высокопроч-
ных сталей, используемых для сосудов давления, необходимо
предусматривать максимально возможную степень горячей дефор-
мации во время изготовления, так как при этом материал
приобретает оптимальное со-
противление хрупкому разру-
шению. При этом должно учи-
тываться влияние направле-
ния прокатки, так как более
высокая вязкость разруше-
ния часто достигается в про-
дольном направлении, а не
в поперечном. Это означает,
что высокую вязкость разру-
шения в продольном направ-
лении -можно получить, сни-
жая ее в поперечном направ-
лении.
Рис. 9.10. Зависимость температуры
отпуска 1% Сг, Мо стали, выплав-
ленной на воздухе, от К\с и а0>2
391
При горячей обработке материала, таким образом, необходимо
увязывать степень горячей обработки в каждом направлении
с напряжением, которое можно допустить в данном направлении
при эксплуатации, и если напряжения по различным осям одина-
ковы, то в каждом направлении необходимо обеспечить контроли-
руемую степень деформации при горячей обработке.
Другим важным фактором является термический цикл, кото-
рому подвергается материал при изготовлении. У 1% Сг, Мо
стали наблюдается резкое увеличение Ktc, когда осуществляется
отпуск при температурах 350—450° С, которое сопровождается
относительно небольшим уменьшением предела текучести
(рис. 9.10). Таким образом, следует использовать сталь в таком
состоянии, при котором достигается высокое значение К1(..
В заключение рассмотрим влияние чистоты стали и сплавов
на вязкость разрушения. Исследования [6] титановых сплавов
показали, что вязкость значительно увеличивается у материала
более высокой чистоты, хотя и наблюдается некоторое уменьшение
прочности. Исследования [5] 2% Ni, Сг и Мо стали показали,
что когда сталь подвергалась термообработке на предел теку-
чести, равный примерно 125 кгс/мм2, К!с для чистой стали со-
ставлял более 320 кгс/мм3/2, в то время как для стали, содержа-
щей 0,014% S и 0,010% As в качестве примесей, К1с уменьшался
до 135 кгс/мм3^2. Результат показывает, что наблюдается по
крайней мере шестикратное уменьшение допустимого размера
дефекта, вызываемое введением примесей серы и мышьяка. Таким
образом, нельзя пренебречь влиянием чистоты стали на вязкость
разрушения. Особенно это касается таких элементов, как сера,
фосфор, мышьяк, олово и, возможно, сурьма, в то время как
в большинстве спецификаций на сталь задается только макси-
мальное содержание серы и фосфора и оно может быть достаточно
высоким по сравнению со значениями, которые требуются для
получения оптимальной вязкости разрушения. Вероятно, для
создания сосудов давления, рассчитанных с учетом вязкости
разрушения, потребуется пересмотреть спецификации на высоко-
прочные материалы.
Влияние сварки материала на изменение вязкости разрушения
сварных соединений будет рассматриваться в следующем разделе.
9.3. Изготовление
Большинство высокопрочных сосудов давления изготавли-
ваются различными методами сварки. Важность этой стадии изго-
товления не следует недооценивать, так как при этом существует
ряд взаимосвязанных проблем.
Во-первых, высокопрочные материалы в основном более под-
вержены различным формам растрескивания в зоне сварного шва
и в зоне термического влияния сварки, чем менее прочные мате-
риалы. Во-вторых, различные зоны сварного соединения могут
392
иметь пониженную вязкость разрушения, если наплавленный
металл не оптимальный или если термический цикл в зоне терми-
ческого влияния сварки оказывает неблагоприятное влияние на
основной металл. В-третьих, в сварных соединениях создаются
высокие остаточные напряжения, которые полностью не снимаются
после сварки и могут складываться с рабочими напряжениями,
что увеличит действующие напряжения до уровня предела теку-
чести материала.
Эти три фактора взаимосвязаны, так как трещины обычно
обнаруживаются в сварном шве или в зоне термического влияния
сварки, где вязкость разрушения может быть пониженной. В той
же зоне имеются остаточные напряжения, которые могут созда-
вать высокие напряжения в тех зонах, где в материале с понижен-
ной вязкостью разрушения имеются дефекты. Так как критиче-
ский (допустимый) размер дефекта пропорционален значению
(Л^/о)2, то он имеет тенденцию намного уменьшаться в зоне свар-
ного шва, потому что: а) Kic уменьшается; б) предел текучести
в определенных зонах вблизи шва увеличивается и в) о может
увеличиваться до предела текучести <зу, что приводит к низким
значениям параметра (Ки/о)2. Из-за этих факторов наличие тре-
щин как в сварном шве, так и в зоне термического влияния сварки
высокопрочных сосудов давления весьма опасно.
Рассмотрим подробнее образование трещин в сварных соеди-
нениях высокопрочных сталей. Склонность стали к возникнове-
нию трещин в холодном состоянии или к'водородному растрески-
ванию, как правило, увеличивается, если повышается прочность
стали. Для сталей со средней прочностью это явление можно,
нейтрализовать в некоторой степени увеличением в них содержа-
ния серы, так как сера делает присутствие водорода безвредным.
Однако увеличивать содержание серы для высокопрочной стали
не всегда возможно, так как иногда требуется, чтобы содержание
этого элемента было низким (вредное влияние серы на вязкость
разрушения упоминалось в предыдущем разделе). В этом случае
в процессе сварки в сварной шов не вводится водород, при этом
используется сталь, которая или дегазирована в вакууме, или
выплавлена в вакууме.
Процессы сварки, которые используют неплавящиеся покры-
тия электродов и способствуют повышению содержания водорода
в наплавленном металле, не пригодны, и следует применять методы
сварки в атмосфере защитного газа, такие, как сварка в атмосфере
инертного газа металлическим электродом, сварка в атмосфере
инертного газа вольфрамовым электродом и плазменная сварка,
а также сварка электронным лучом в вакууме.
Обшивка ракеты из высокопрочной стали, показанная на
рис. 9.5, подвергалась плазменной сварке. Сварка металлическим
электродом в атмосфере инертного газа редко используется для
высокопрочных сталей, так как она может создавать определен-
ную дефектность сварного шва. Сварка вольфрамовым электродом
393
Рис. 9.11. Соотношение между суммар-
ным содержанием серы S, фосфораР,
углерода С и склонностью к горячим
трещинам для 1% Сг, Мо стали
в атмосфере инертного газа на-
иболее пригодна для материа-
лов толщиной до 2,5 мм. Более
толстые материалы требуют
сварки за несколько проходов
при использовании вольфрамо-
вого электрода, что увеличи-
вает стоимость работ и склонность материала к короблению.
Наилучшим процессом для более толстых материалов в на-
стоящее время может служить плазменная сварка, так как сварку
электронным лучом пока еше нельзя использовать из-за ряда
практических ограничений, хотя этот процесс в принципе может
быть идеальным методом сварки толстого материала. Следует
также помнить, что при сварке электронным лучом даются очень
небольшие допуски на размеры свариваемых элементов и высокий
вакуум, что может исключить ее применение для многих конструк-
ций.
Следует иметь в виду, что все эти процессы дают сварные швы
с небольшим содержанием водорода и, следовательно, пригодны
для сварки высокопрочной стали без опасности водородного растре-
скивания. При дуговой сварке под слоем флюса сварные швы
также имеют относительно низкое содержание водорода. Этот
процесс главным образом пригоден для сварки толстого материала
и не используется при изготовлении относительно тонкостенных
сосудов из высокопрочных материалов.
Возникновение дефектов типа горячих трещин или образова-
ние трещин вследствие перенапряжений при охлаждении контро-.
лируется химическим составом основного и наплавленного ме-
талла. Контроль состава может обеспечить получение сварных
соединений, которые не имеют трещин. Чувствительность высоко-
прочной стали к образованию горячих трещин увеличивается, если
повышается содержание углерода, серы и фосфора. Кроме того,
мышьяк, сурьма и олово также вредные примеси. Если требуется
высокопрочная сталь, то для получения высокого предела проч-
ности обычно повышается содержание углерода. При этом сле-
дует учесть влияние повышенного содержания углерода на сварку
и одновременно ограничить содержание других вредных элемен-
тов. Соотношение между содержанием углерода, серы, фосфора
и склонностью к образованию горячих трещин показано на
рис. 9.11 [7, 8]. Диаграмма показывает, что если необходимо
устранить возникновение горячих трещин, произведение процент-
ного содержания углерода на содержание (S % + Р %) должно
быть не больше 0,007. Например, для стали с содержанием угле-
394
рода 0,35% суммарное содержание серы и фосфора должно быть
не более 0,02%. Эти результаты находятся в хорошем соответ-
ствии с экспериментами, проведенными на обычных высокопроч-
ных сталях, но не могут быть применены для низкоуглеродистой
стали типа марейджинг, которая требует низкого содержания серы,
несмотря на то что содержание углерода в ней весьма низкое.
Влияние процесса сварки на образование «горячих» трещин
также весьма важно, так как склонность к этому виду трещин
зависит от продолжительности времени, при котором материал
находится в температурной области, способствующей образо-
ванию «горячих» трещин. В основном чем продолжительнее это
время, тем больше опасность появления трещин. Таким образом,
процесс сварки, при котором используется высокая концентрация
энергии для создания сварного шва, будет наилучшим процессом,
так как время в области опасных температур очень короткое.
Процесс сварки электронным лучом имеет очень высокую кон-
центрацию энергии и, таким образом, не способствует образова-
нию горячих трещин. Сварка электронным лучом, таким образом,
лучше, чем плазменная сварка, которая в свою очередь лучше,
чем сварка вольфрамовым электродом в атмосфере инертного
газа. Сварка металлическим электродом в атмосфере инертного
газа, дуговая сварка и дуговая сварка под слоем флюса также
лучше, чем сварка вольфрамовым электродом в атмосфере инерт-
ного газа, если все другие условия одинаковы. Для того чтобы
получить желаемое сопротивление образованию горячих трещин
при сварке, необходимо учесть чистоту материала.
На этой стадии следует рассмотреть критерий оценки каче-
ства сосуда и решить, какой максимальный размер трещины можно
считать допустимым. Если параметр (/С1с/оу)2 небольшой, то для
получения минимально возможного размера дефекта необходимо ис-
пользовать как наиболее чистый материал; так и наилучший из воз-
можных методов сварки (с более высокой концентрацией энергии).
Другим фактором, ^который может оказывать влияние на воз-
никновение горячих трещин, является усадка соединения во время
сварки, стеснение которой вызывает перенапряжение материала,
когда он находится в температурной области, способствующей
возникновению горячих трещин. Этот эффект можно устранить
рациональной конструкцией соединения, а также использованием
соответствующих приспособлений для сварки.
Любые трещины в зоне сварного соединения могут заметно
влиять на усталостные характеристики сосуда давления, поэтому
при выборе материала необходимо учитывать характеристики
материала и метод сварки сосуда.
9.4. Усталость
Предел усталости конструкционных материалов низкой и
средней прочности, как правило, выше 50% предела прочности
материала при статическом растяжении. Для высокопрочных
395
Рис. 9.12. Сварной сосуд давления, изготовленный по
стандарту LASW1.
сталей это значение ниже 50% (для полиро-
ванных образцов) и еще ниже для сварных со-
судов. Исследование [9] сферических сварных
сосудов давления, изготовленных из 1% Сг, Мо
стали средней чистоты, показывает, что разру-
шение от усталости наступает примерно после
104 циклов нагружения при напряжении 50%
предела прочности. Если же содержание серы в
стали выше. 0,010%, то это вредно влияет на
усталостные характеристики. Исправления свар-
ного шва для устранения трещин также сни-
жают усталостные характеристики, однако сле-
дует определить, вызвано ли это снижение чув-
ствительностью материала к растрескиванию.
Исследования показывают, что содержание
вредных включений отрццательно влияет на ус-
талостные характеристики высокопрочной ста-
ли, а также на' сварные швы сосудов давления. Таким образом,
кроме чистоты основного материала важна также чистота наплав-
ленного металла.
Каммингэс [10], исследуя влияние размера силикатных вклю-
чений на предел усталости хромомолибденоникелевых сталей
SAE 4340 и SAE 4350, показал, что силикатные включения осо-
бенно вредны. Около 300 образцов было испытано на изгиб, и
практически все трещины, приводящие к разрушению, возникали
около силикатных включений. Было установлено, что очень не-
значительные включения не оказывают существенного влияния,
но чем они больше, тем сильнее их неблагоприятное влияние на
усталостные характеристики. Например, сталь с пределом проч-
ности 99 кгс/мм2 имела пониженный на 13% предел усталости,
когда размер включений увеличивался с 0,025 до 0,075 мм. Чем
выше прочность стали, тем больше влияние включений на уста-
лость, и для предела прочности 182 кгс/мм2 соответствующее
уменьшение предела усталости составляет 28%.
Состояние поверхности сосудов из высокопрочных сталей
также должно учитываться в связи с усталостными характери-
стиками и тщательной подгонкой составных частей, которая
является существенной для получения наилучших усталостных
характеристик. В последние несколько лет значительно улучши-
лась разработка двухслойных сосудов давления из высокопрочных
сталей. Эти сосуды изготовляют из двух вставленных одна в дру-
гую поковок, которые затем тщательно выравнивают и сваривают
по окружности стыковым швом. Эта работа способствовала раз-
работке стандарта LASW1. Сосуд для наполнения воздухом, по-
казанный на рис. 9.12, изготовлен из стали 1% Сг, Мо, термо-
396'
обработанной до предела прочности 126 кгс/мм2, и рассчитан на
срок службы- 25 лет при напряжении 57 кгс/мм2. Усталостные
характеристики этого сосуда значительно лучше, чем у ранее
применявшихся сферических сосудов.
9.5. Окружающая среда
При работе сосуды давления могут подвергаться воздействию
коррозионной среды при различных температурах. При использо-
вании высокопрочных материалов это может привести к корро-
зионному разрушению под напряжением. Сталы с пределом теку-
чести ниже 113 кгс/мм2, как правило, нечувствительна к корро-
зии под напряжением, в то время как стали с более высокой проч-
ностью могут быть склонны к разрушениям этого вида. Сосуды
давления следует конструировать так, чтобы они не подвергались
коррозии под напряжением при обычных рабочих условиях.
Для оценки высокопрочного материала с учетом его склонности
к коррозии под напряжением необходимо испытать образец
с острой трещиной (в наиболее тяжелых рабочих условиях).
Это требуется потому, что вязкость разрушения /С1(. материала,
испытанного на воздухе, может быть намного меньше, чем испы-
танного в коррозионной среде. Это пониженное значение К1с
обозначается KIscc. Для различных сталей типа марейджинг
некоторые примеры [11 ] влияния окружающей среды на вязкость
разрушения приведены в табл. 9.2. Все эти материалы имеют
близкие пределы текучести, но размер дефекта [параметр (К1с/оу)2]
изменяется от 31 мм для наилучшей стали, испытанной
Таблица 9.2
Сталь Метод выплавки <Jy, кгс/мм2 на воздухе, кгс-мм’З/2 ^Iscc В солелой воде, кгС'Мм ин . 2 S ©г V»
12% Ni, 5% Сг, 3% Мо На воздухе 130 442 138 11,7 - 1,2
Индукционная в ва- кууме 129 582 381 20,6 8,9
10% Ni, 8% Со, 3% Мо На воздухе 126 416 371 Н,2 8,9
Индукционная в ва- кууме 122 493 421 16,3 11,9
10% Ni, 2% Сг, 1% Мо, 8% Со То же 130 723 592 30,9 20,9
НУ 130 (Т) На воздухе 97 582 486 36,2 25,4
397
на воздухе, до 1 мм для наихудшей стали, испытанной в коррози-
онной среде.
Значение влияния окружающей среды на поведение различных
зон сварных соединений особенно важно, так как некоторые зоны
могут иметь более существенное различие и Kiscc, чем основ-
ной металл. Поэтому необходимо тщательно анализировать все
факторы, чтобы получить оптимальное сочетание стойкости про-
тив коррозии под напряжением, вязкости разрушения и предела
текучести каждой зоны соединения.
Как внутреннюю, так и внешнюю поверхность сосудов давле-
ния из высокопрочной стали надо защищать от коррозионного
воздействия. Внешнюю поверхность сосуда можно окрасить, но
краска может быть повреждена во время эксплуатации и внешняя
коррозионная среда может привести к опасному уменьшению
толщины стенки сосуда. Однако состояние внешней поверхности
таких сосудов можно контролировать через определенные интер-
валы времени для обнаружения коррозии. Внутреннюю поверх-
ность сосуда не так легко контролировать, но менее вероятно, что
она пострадает от атмосферной коррозии в течение периода вре-
мени, когда сосуд находится под напряжением. Во всех случаях,
где должны использоваться сосуды давления из высокопрочных
материалов, желательно проводить коррозионные испытания
под напряжением в рабочей среде.
Для сталей невысокой прочности температура эксплуатации
важна для определения хрупкого разрушения. Однако для боль-
шинства высокопрочных сталей изменение температуры значи-
тельно меньше влияет на вязкость разрушения. Как правило, К1с
немного уменьшается с понижением температуры, так что материал
должен оцениваться на вязкость разрушения при минимальной
рабочей температуре. Следует заметить, что это не всегда пока-
зательно для оценки вязкости разрушения в случае коррозии
под напряжением, так как увеличение температуры может уве-
личить и интенсивность коррозии под напряжением.
9.6. Заключение
Вероятно, через несколько лет сварные сосуды будут созда-
ваться из более высокопрочных материалов, так как введение
стандарта LASW1 требует изготовления относительно небольших
сосудов из материалов с пределом прочности только до
126 кгс/мм2.
Если высокопрочные материалы этого типа будут приме-
няться для крупных сосудов давления, то может потребоваться
некоторый пересмотр технологии сварки, которая применяется
для сосудов из менее прочных материалов, по следующим причи-
нам. Небольшие сосуды успешно работают потому, что исполь-
зуется достаточно чистая сталь с высоким сопротивлением горя-
чим трещинам (низкое содержание примесей) и применяется про-
цесс сварки в атмосфере защитного газа, что предотвращает водо-
398
родное растрескивание. Для крупных сосудов давления, имеющих
значительные толщины стенок, обычно применяется сварка с ис-
пользованием флюса, а это приводит к некоторому увеличению
содержания водорода, что, вероятно, недопустимо в сталях этого
типа. Таким образом, некоторые способы сварки в атмосфере
защитного газа, например плазменная сварка, являются, вероятно,
перспективными, если будут изготавливаться крупные сосуды
давления из высокопрочных материалов.
Что касается вязкости разрушения, то возникающие проблемы
осложняются при увеличении толщины стенок сосудов. Поэтому
для крупных сосудов необходимо использовать стали с более
высокой вязкостью, чем для 1% Сг, Мо стдли, используемой
в современных небольших сосудах из высокопрочных материалов.
Особое внимание следует уделять любому возможному понижению
вязкости в зоне термического влияния сварки, а также вязкости
наплавленного металла. Оба эти фактора будут более важными
в толстостенных сосудах из высокопрочных материалов.
Единственной возможностью создать надежные толстостенные
высокопрочные сосуды будет применение неразрушающих мето-
дов контроля, которые позволят уверенно выявить все дефекты
выше определенного размера. Если же этого сделать нельзя, то
должна использоваться сталь с такой высокой вязкостью, что
стоимость ее может стать препятствующим фактором или толщину
стенок сосуда нужно будет сильно ограничивать.
В настоящее время 18% Ni, Мо стали типа марейджинг яв-_
.ляются материалами с достаточным уровнем вязкости (выше
обычных значений для легированных перлитных сталей, см.
рис. 9.9). Если этот класс сталей использовать для изготовления
крупных толстостенных сосудов давления, то стоимость материала
в настоящее время, вероятно, окажется чрезмерно высокой и,
таким образом, разработка более дешевой стали' такой же вяз-
кости должна быть основной целью изготовителей сосудов дав-
ления в будущем.
>ЛИТЕРАТУРА
1. Wruck, D. А. (1961). Machine Design, Dec. 7.
2. Cottrell, C. L. M. (1965). J. Iron Steel Inst., June.
3. Fifth Report of Special ASTM Committe, Materials Rasearch and Standards,
March, 1964.
4. STR 410, American Society for Testing Materials, December, 1967.
5. Cottrell, C. L. M. and Langstone, P. F. (1968). J. Iron Steel Inst.,
Nov.
6. Kropp, C. J. and Hurlick, A. (1968). ASM/AIWE International Conference
on Titanium, London, May.
7. Bollenrath, F. and Cornelius, H. (1936). Stahl Fisen, May.
8. . Wilkinson, F. J. and Cottrell, C. L. M. (1958). Welding and Metal Farbica-
tlon, May.
9. Wilkinson, F. J. and Cottrell, C. L. M. (1959). Welding and Metal Fabrica-
tion, June.
10. Cummings, H., Stuben, F. and Schulte, W. (1958). ASTM Proc. 58, 505—14.
11. Gross, J. H. (1968). Welding, J. June.
399
Глава 10
СОСУДЫ ДАВЛЕНИЯ АТОМНЫХ РЕАКТОРОВ
И РАДИАЦИОННОЕ ОХРУПЧИВАНИЕ
Повышенный интерес к технологии изготовления сосудов
давления в последнее время возник из-за все более широкого
внедрения ядерной энергии в промышленную энергетику. Про-
мышленное применение ядерной энергии началось в 1950 г. с со-
здания в Великобритании газоохлаждаемого реактора, топливом
для которого служил металлический уран. Крупные сосуды давле-
ния из стали использовались- для размещения в них реактора,
теплообменников и теплоносителя в виде углекислого газа под
давлением. Эти сосуды были в основном изготовлены из малоугле-
родистой стали толщиной до 100 мм и требовали значительных
разработок методов и технологии изготовления. Опубликовано
много сведений о расчете этих сосудов, технологии изготовления
и конструкционных материалах [1—3], но так как использование
стальных сосудов в газоохлаждаемых реакторах было вытеснено
сосудами давления из предварительно-напряженного бетона, то
они не будут в дальнейшем обсуждаться [4]. Сосуды давления
из стали для размещения в них реактора и теплоносителя в виде
легкой воды под давлением продолжали использоваться в кон-
струкциях энергетических реакторов преимущественно в США,
а именно, реакторы с водяным теплоносителем под давлением
и реакторы с кипящей водой [5—8]. В таких сосудах возникают
специальные проблемы выбора длины, толщины сосуда, плаки-
ровки для защиты от коррозии, расчета фланцев, соединений
и патрубков. Однако эти вопросы не выходят за пределы проблем,
возникающих при создании обычных сосудов давления, и в основ-
ном были освещены в соответствующих разделах этой книги.
Существенная проблема, относящаяся к сосудам давления атом-
ного реактора, заключается в том, что сосуд подвергается ней-
тронному облучению в течение всего срока службы, в результате
изменяются свойства стали, из которой он изготовлен.
В связи с применением ядерной энергии было отмечено [9],
что облучение может вызвать изменение свойств металлов и, кроме
того, нельзя осуществить непосредственный контроль состояния
сосуда и ремонтировать его с такой же легкостью, как сосуд
обычного назначения. Таким образом, не удивительно, что в тече-
ние нескольких лет во всем мире было проведено большое коли-
чество экспериментальных работ для того, чтобы оценить значе-
ние и понять природу влияния облучения на поведение конструк-
ционных сталей с точки зрения перехода ее в хрупкое состояние.
400
10.1. Природа радиационных повреждений
Предполагается, что наиболее существенные изменения меха-
нических свойств неделящихся металлов под действием радиации
возникают из-за смещения атомов металла из их обычных мест
в кристаллической решетке под действием нейтронов с высокой
энергией, в результате чего образуются внедренные атомы и
вакансии. Исключение составляют, например, материалы, содер-
жащие бор, в которых тепловые нейтроны могут вызывать ядер-
ное превращение бора и образование гелия, что приводит к охруп-
чиванию и существенным изменениям размеров кристаллической
решетки. Влияние облучения на поведение сталей для сосудов
давления наблюдается в том случае, когда нейтрон с достаточной
энергией (выше примерно 350 эВ) соударяется с атомом металла,
передает ему часть своей энергии и выбивает его из обычного
положения в кристаллической решетке.
В зависимости от положения в реакторе конструкционный
материал будет получать различное количество (дозу) нейтронов,
каждый из которых обладает кинетической энергией Е. Полно-
стью замедленные тепловые нейтроны будут передавать энергию
в несколько эВ, а нейтроны деления до нескольких миллио-
нов эВ. Спектр нейтронов (указывающий долю общего числа ней-
тронов с определенной энергией) был вычислен для различных
зон многих конструкций реактора, и известно, что для типичного
сосуда давления значительная часть нейтронов будет иметь энер-
гию, намного превышающую минимальное значение, необходимое
для смещения атома. Нейтроны с более высокой энергией могут
передавать достаточное количество энергии атому, который «вы-
бивается» из решетки и в свою очередь вызывает дальнейшее
смещение атомов.1 Возможное число смещенных атомов будет
увеличиваться с ростом энергии нейтронов. Таким образом,
можно ожидать, что изменение механических свойств при облу-
чении будет зависеть не только от количества нейтронов или
интегральной дозы их (т. е. общего числа нейтронов, достигаю-
щих материала за время облучения, обычно обозначаемое как <р£,
в нейтронах на квадратный сантиметр), но также и от энергии,
которую имеют эти нейтроны (т. е. от нейтронного спектра).
Дефекты решетки (внедренные атомы и вакансии), создаваемые
этими смещениями, могут мигрировать в решетке под действием
теплового возбуждения. Внедренные атомы и вакансии могут
рекомбинировать или аннигилировать одно с другим, или обра-
зовывать относительно стабильные скопления, каждое из которых
состоит из ряда внедренных атомов или ряда вакансий. Суще-
ствуют некоторые доказательства того, что отдельные смещения
атомов не изменяют свойств материала, а важным является кон-
центрация и расположение скоплений в момент испытания. Так
как число и размер скоплений в данный момент времени будут
зависеть от взаимоисключающих факторов скорости образования
26 р. никольс 401
дефектов и их скорости миграции и аннигиляции, то важно уста-
новить, будет ли изменение свойств зависеть от мощности дозы
нейтронов [иногда называемой нейтронным потоком <р, выражае-
мым в нейтр./(см2-с)] и температуры облучения.
Предварительно рассмотрим обычный метод регистрации дозы
облучения. Хотя количество повреждений на одно столкновение
нейтрона зависит от его энергии, однако нецелесообразно в каждой
из небольших областей возможных энергий находить общее число
достигающих образца нейтронов. Обычно указывают эквивалент-
ную дозу нейтронов по условной шкале, устанавливаемой экспе-
риментальна активационными методами. Например, ницель под
действием нейтронов частично превращается в кобальт; количе-
ство образовавшегося кобальта можно измерить и связать с общим
числом нейтронов в данном спектре. Этот результат обозначается
как «доза нейтронов, определенная по никелевому детектору»,
или при небольшом упрощении как «доза нейтронов с энергией,
большей 1 МэВ». Разработаны методы для сравнения соотношения
между охрупчиванием и дозой нейтронов различных нейтронных
спектров [10].-
10.2. Влияние облучения на механические свойства
Из-за больших трудностей проведения механических испыта-
ний на работающем реакторе большинство испытаний выполняются
в специальных лабораториях на образцах, извлеченных из реак-
тора после нейтронного облучения при контролируемых условиях.
Такие методы, конечно, не являются оптимальными для оценки
влияния облучения на такие свойства, как ползучесть, длитель-
ная прочность и малоцикловая усталость. Были применены слож-
ные внутриреакторные методы исследования этих длительных
свойств.
Исследования Хескета [И], в которых использовалась аппа-
ратура для изучения релаксации, показали, что облучение влияет
на ползучесть незначительно, поэтому не учитывается при рас-
чете сосудов давления реактора. Такое же заключение было по-
лучено в некоторых экспериментах по изучению' ползучести
изгиба, а также при испытании под внутренним давлением труб,
изготовленных из нержавеющей стали и циркониевых сплавов [12].
Однако в некоторых испытаниях Хинкла, проведенных на нер-
жавеющей стали и никелевых сплавах при температуре примерно
700° С, отмечалось явное уменьшение пластичности в результате
интеркристаллитного разрушения, усиливающегося в реакторе.
Однако современные материалы в сосудах давления реакторов
работают при относительно низких температурах, и указанного
влияния интеркристаллитного охрупчивания не наблюдается.
Влияние нейтронного облучения на поведение материалов при
усталости не принимается во внимание в современных расчетах.
Выполнен ряд сравнительных испытаний на малоцикловую' уста-
402
Рис/10.1. Влияние облучения на усталостное
поведение малоуглеродистой стали с высоким
содержанием марганца [13]г
1 — необлученной стали; 2 — облученной до
~М0и нейтр./см2; 3 — облученной до
— 1- 1020 нейтр./см8
Рис. 10.2. Сравнение внутриреакторных испы-
таний на усталость при 260° С пластины тол-
щиной 152 'мм из стали А302В с подобными
внереакторйыми испытаниями [14]
лость облученных и необлученных материалов. Так, Вуд и Джон-
сон [13] испытывали на циклический изгиб малоуглеродистую
марганцевую сталь при 140° С. Было отмечено, что после облу-
чения при сравнительно малой амплитуде деформации (соответ-
ствующей сроку службы 10® циклов или более) заметного влияния
облучения не обнаружено, но имеется тенденция к небольшому
увеличению сопротивления усталости, в то время как при более
высоких амплитудах деформации, вызывающих разрушение менее
чем за 103 циклов, наблюдалось небольшое уменьшение сопро-
тивления усталости (рис. 10.1). Эти тенденции связываются с из-
вестным влиянием облучения, т. е. увеличением прочности и
уменьшением пластичности, но оно слишком небольшое, чтобы
иметь какое-либо практическое значение.
Хауторн и Стил [14], проводя внутриреакторные испытания
на изгиб, во время облучения при 260° С и для стали А212В полу-
чили такие же результаты, как Вуд и Джонсон. Однако для низко-
легированной стали А302В, которой отдается предпочтение в сов-
ременных американских конструкциях, не было обнаружено
существенного влияния облучения до интегральной дозы нейтро-
нов 2-Ю19 нейтр./см2 (рис. 10.2). Гиббсонс [15], Норрис
и Вайл [16] при испытаниях на усталость при осевом растяжении
и сжатии использовали приведенные выше данные, относящиеся
к испытаниям на изгиб, и снова обнаружили небольшие изменения
в поведении материала при усталости, являющиеся результатом
нейтронного облучения.
Оказывается, что в рабочих условиях для материалов сосудов
давления атомных реакторов наиболее заметные изменения проис-
ходят с пределом прочности при растяжении и температурой
вязко-хрупкого перехода. Влияние скоплений дефектов,' срзда-
26* 403
Рис. 10.3. • Влияние дозы облучения на
кривые перехода, полученные при испы-
тании V-образных образцов Шарпи из ма-
лоуглеродистой стали с добавкой алюми-
ния, облученных при 130—150° С [19]
ЛЕ
60
50
95% доверительный f//
интервал _/"//
00 -
30 -
20 -
о А 212 В
а А302В
• А 212В
А285А
А А301В
▼ А200
• А212В
• А302В
о 1166
И A203J)
+ А302В
100
200 Т,*С
О
у
1
4.
Рис. 10.4. Зависимость измене-
ния верхнего значения удельной
ваемых при облучении, ДОЛЖНО уВе- поглощенной энергии ДЕ от тем-
личивать прочность и твердость вслед- пературы перехода [20]
ствие блокировки плоскостей сколь-
жения таким же образом, как и при дисперсионном упрочнении
(старении) сплавов. В результате этого возрастет предел текуче-.
сти и предел прочности и только несколько уменьшится пластич-
ность при дозах, представляющих практический интерес. Увели-
чение предела прочности будет наибольшим при низких темпера-
турах облучения, так как при температурах выше 300° С во
время облучения происходит отжиг повреждений.
Большинство факторов, которые увеличивают предел текучести
малоуглеродистых и низколегированных сталей, также повышают
их температуру перехода. Так, Петчем [17] и Коттреллом [18]
разработаны теоретические соотношения между пределом теку-
чести и повышением температуры перехода в хрупкое состояние.
Радиационное упрочнение рассматривалось также рядом авторов
при изучении радиационных повреждений; авторы стремились
оценить изменения температуры перехода к хрупкому разрушению,
чтобы гарантировать условия, при которых реактор не будет
работать в температурной области охрупчивания материала.
На рис. 10.3 показаны типичные кривые зависимости ударной
вязкости по Шарпи от температуры.
Результаты подобных испытаний можно интерпретировать
с двух точек зрения: повышение температуры перехода из вязкого
состояния в хрупкое и уменьшение энергии ДЕ, поглощаемой при
разрушении в вязком состоянии. Соотношение между этими двумя
характеристиками подробно анализировалось Бургардом и Нор-
рисом [20]. Из рис. 10.4 видно, что уменьшение на 10% макси-
мальной ударной вязкости соответствует повышению температуры
404
перехода на 50° С. Отсюда можно заключить, что для современ-
ных сталей уменьшение ударной вязкости вследствие облучения
в основном не будет иметь практического значения для конструк-
ций, где доза нейтронов за ожидаемый срок службы не превы-
шает 5 1019 нейтр./см2 (быстрые нейтроны).
10.3. Влияние условий облучения на охрупчивание
10.3.1. Нейтронная доза. Точные соотношения между увели-
чением предела текучести при растяжении (или температурой
перехода из вязкого состояния в хрупкое) и дозой нейтронов
(интегральной дозой) до сих пор остаются предметом дискуссий.
Коттрелл [181 считал, что увеличение предела текучести для
малоуглеродистой стали Еп2 (0,15% С, 0,59% Мп, 0,12% Si),
облученной при 100° С (максимум) в реакторе ВЕРО, пропорцио-
нально корню кубическому из дозы нейтронов (за исключением
доз, превышающих 1020 нейтр./см2), т. е.
Аоу = 5,6 (ф0’/3,
где Ао^ — увеличение предела текучести, кгс/мм2, а ф/ — доза
тепловых нейтронов в единицах 1018 нейтр./см2 при условиях,
где отношение тепловых нейтронов к «быстрым» составляет около
10 : 1.
Используя это соотношение и теоретическое соотношение
между Ао^ и увеличением температуры перехода АТ, Коттрелл
получил:
АТ = 17,5 (ф/)'/3,
где АТ в °C.
Коэффициент 17,5 был получен как среднее значение из ряда
опытов. В отдельных опытах этот коэффициент изменялся значи-
тельно, так как радиационное упрочнение зависит от температуры
облучения, а степень охрупчивания для данного упрочнения —
от характеристик материала, таких, например, как размер зерна.
Некоторые исходные результаты для сталей промышленных
сосудов давления соответствовали зависимости Коттрелла АТ =
= f (ф/)1/3. В более ранней работе Коттрелла [21] радиационное
охрупчивание АТ оценивалось соотношением '
АТ = Л (ФзО1'3, (10.1)
где ф5/ — доза нейтронов деления, измеренная серным датчиком,
в единицах 1018 нейтр./см2.
Однако более поздними экспериментами [19, 21], в которых
влияние интегральной дозы нейтронов изучалось более подробно,
это соотношение не подтвердилось. Установлено, что влияние дозы
нейтронов при 85° С в реакторах ВЕРО и Виндскейла на увели-
чение предела текучести А<ту при комнатной температуре и на
увеличение температуры перехода из вязкого состояния в хрупкое,
405
определенное на образцах с V-образным надрезом при статиче-
ском изгибе, для 50% волокнистого излома (Д7\о) нормализо-
ванной углеродистой стали (0,24% С, 0,15% Si, 0,55% Мп,
0,04% Сг, 0,16% Си, толщина листа 12,7 мм) удовлетворяет урав-
нениям
До,= 14,0(<р,0*Д; ДТ=39,3(ф,0‘/.,
где Дор, ДТ и (<ps/) выражены в тех же единицах, что и в урав-
нении (10.1). Отмечался эффект насыщения при дозах нейтронов
выше 5 • 1018 нейтр./см2, но это требует подтверждения.
Дополнительное подтверждение соотношения с (ф/)|/2 дано
на рис. 10.5. Эти результаты относятся к влиянию дозы нейтро-
нов при 150° С в реакторе Калдера на температуру перехода образ-
цов, изготовленных механически из листов толщиной 51 мм из
малоуглеродистой стали с контролируемым размером зерна
(0,13% С, 0,12% Si, 1,06% Мп, 0,07% Сг, 0,07% Ni, <0,05% Си,
<0,05% Мо, 0,024% -А1, 0,0068% Ni). Изменение температуры
перехода определяется как
ДТ = 27,0 (<р NK)’/2,
где ф Ni*. — доза нейтронов деления, измеренная никелевым дат-
чиком, в единицах 1018 нёйтр./см2.
Мейкин и Хантер [22] теоретически показали, что упрочне-
ние кристаллической решетки облучение^ пропорционально корню
квадратному из интегральной дозы нейтронов. Эта теория осно-
вана на перерезании дислокациями препятствий, созданных об-
лучением.
Зависимость (ф/)|/2 была получена следующим образом.
Пусть N — число скоплений на единице площади в плоскости
скольжения, а I — среднее расстояние между скоплениями.
Отсюда
I = 0,52V1/2.
Так как напряжение, требуемое для перемещения дислокации,
обратно пропорционально расстоянию между скоплениями, то
а со Gb/l,
где G модуль сдвига; b — вектор Бюргерса дислокации.
Таким образом,
о со GbNW.
На ранней стадии облучения число образующихся скоплений
будет пропорционально дозе ф/, т. е.
До = А (ф/)1/2.
Однако если доза нейтронов облучения увеличивается, то
скорость возникновения новых ' скоплений (во время данного
приращения дозы) уменьшается с увеличением дозы, так что
406
Рис. 10.5. Влияние облучения дозой
нейтронов (доза по никелю в единицах
1018 нейтр./см2) на температуру пере-
хода ДТ, определенную испытанием
по Шарпи (50% волокнистый излом)
[19]
Рис. 10.6. Влияние нейтронного об-
лучения двух сталей и соответст-
вующих сварных швов на измене-
ние температуры перехода ДТпер
наблюдается эффект насыщения. Мейкин и Хантер предположили
что
Да = A[l —
Некоторые специалисты продолжают пользоваться соотно-
шением (<р/),/3. На рис. 10.6 даны результаты испытаний облу-
ченных сварных соединений (ручная и электрошлаковая сварка),
полученные Амаевым и Правдюком [23]. Диаграмма показывает,
что когда рассматривается ряд материалов, то существует зна-
чительная область разброса, которая ограничивает точность оп-
ределения соотношения между степенью охрупчивания и дозой
нейтронов. Однако в настоящее время достаточно эксперимен-
тальных данных по облучению очень многих сталей, которые
соответствуют области доз нейтронов, представляющих практи-
ческий интерес, поэтому предсказания по Охрупчиванию обычно
можно давать на основании области разброса, основанной на этих
результатах. На рис. 10.7 даны результаты, полученные после
облучения многих сталей, применяемых для сосудов давления,
при 260° С или менее [6]. Одной из наиболее часто используемых
диаграмм этого типа является диаграмма на рис. 10.8.
10.3.2. Температуры. облучения. Влияние температуры облу-
чения То6л в области 85—300° С при постоянной дозе нейтронов
8,1 • 1017 нейтр./см2 (нейтроны деления) в реакторе ВЕРО на изме-
нение механических свойств при растяжении (при комнатной
температуре) и температуру перехода Тпер при статическом из-
гибе (50% волокнистого излома) нормализованной углеродистой
стали, раскисленной кремнием (0,24 % С, 0,15% Si, 0,55% Мп,
0,15% Ni, 0,04% Сг, 0,16 Си, лист толщиной 12,3 мм), показано
на рис. 10.9. Температуры облучения в области 150—300° С кон-
тролировались с точностью ± 2° С при использовании электро-
407

300
200
100
0
A 212 В
A 302В
A 201
A 285
A 301В
A350LF1
A350LF3
A353
A387B
A387D
SA 336
HY-80
HY-90
HY-150
CARRILOY F-1
SVzNc ,Cr,Mo
7l/!Ni,Cr,Mo
5NiCrt V
SSS-100
tf” 2 5 Ю18 2 5 10” 2 5 10го 2
(pt (> 1/^эВ), нейтр /см2
Рис. 10.7. Изменение темпе-
ратуры перехода ДТпер, опре-
деленной испытанием по Шар-
пи, для нескольких сталей,
облученных при температуре
260° С или менее [6 ]
нагревательных печей.
Увеличение предела те-
кучести и температуры
перехода не зависит от
температур облучения,
если они ниже 250° С,
но при более высоких
температурах происхо-
дит отжиг повреждений
из-за аннигиляции то-
чечных дефектов. Из-
вестно, что охрупчивание, создаваемое облучением, для этой стали
не зависит от температуры облучения в области 50—130° С [19].
Влияние температуры облучения на охрупчивание для раз-
личных стальных листов, используемых для сварных промышлен-
Рис. 10.8. Область значений ДТпер для не-
скольких сталей, облученных при темпера-
туре 260° С или менее
Рис. 10.9. Влияние температуры
облучения Тобл на механические
свойства и температуру перехо-
да Гпер, определенное испыта-
нием по Шарпи образцов из уг-
леродистой стали, раскисленной
кремнием [19]:
°- ДГпер = /(Тобл); б-Да =
= f ( Л>бл)
1 — область значений ДТпер для всех сталей, об-
лученных при температуре менее 232° С; 2 — кри-
вая фирмы Вестингауз [101, облучение при 26 О6 С;
3 — кривая лаборатории ВМ i США для пласти-
ны из стали А302В толщиной 152 мм, облучение
при Т < 232° С
408
Таблица 10.1
Доза нейтро- нов, нейтр./см2 Температура облучения Тобл, °C Изменение температуры перехода (50% волокнистый излом) дгпер- °с
Сталь 1 Сталь 2 Сталь 3 Сталь 4 Сталь 5
Основной материал Наплав- ленный металл Основной материал Наплав- ленный металл Основной материал Наплав- ленный металл Основной материал Наплав- ленный металл Основной материал
4,0-1018 50 23 64 31 33 60
130 53 72 53 40 70 — — — —
150 — — — — — 41 70 43 80
190 71
245 — — — — 49 18 42 49 —
300 20 30 41 59 62 8 25 12 20
325 0 20 — — 63 8 27 0 0
1,0 -101* 50 58 102 58 82 93
130 72 115 84 101 НО — — — —
150 — — — — — 64 120 108 125
190 112
245 — — — — 77 28 66 66 —
300 31 47 64 79 97 12 40 18 31
325 0 31 — — 100 12 • 44 0 0
ных сосудов давления, приведено в табл. 10.1 [24]. Круглые
образцы с надрезом, механически, изготовленные из основного
и наплавленного металла, облучались двумя дозами при 50 и
130° С в реакторе Виндскейла и при температурах в области 150—
325° С в реакторе Калдера. Приращения температуры перехода
при статическом изгибе для различных сталей и наплавленных
металлов, относящиеся к дозам нейтронов 4,0; 1018 и 1,0-1019
нейтр./см2 (нейтроны деления) соответственно, приведены в табл.
10.1. Эти результаты показывают, что:
1) различные стали и сварные соединения в указанном ин-
тервале температур не охрупчиваются при сравнимых условиях
облучения. Различная чувствительность сталей и наплавленного
металла к радиационному охрупчиванию может возникнуть вслед-
ствие различных размеров зерна и других металлургических
особенностей; ,
2) в отличие от поведения, проявляемого 0,24% углероди-
стой сталью, раскисленной кремнием, степень охрупчивания
сталей с контролируемым размером зерна, раскисленных алюми-
нием, и малолегированных сталей заметно зависит от температуры
облучения в области 50—130° С в отличие от 0,24% углеродистой
стали, раскисленной кремнием. Температуры перехода повы-
шаются в большей степени после облучения данной дозой ней-
тронов при 130° С, чем при 50° С. Это влияние температуры
409
^nepi С
<pt(> 1Мэ8),нейтр./смг
Рис. 10.10. Влияние температуры облучения
на охрупчивание стали А302В (пластина тол-
щиной 152 мм) при различных дозах облу-
чения [10]
на стали с контролируемым размером
зерна, раскисленные алюминием, и
на малолегированные стали иссле-
довались более подробно, и резуль-
таты будут описаны ниже;
3) за исключением одного или
двух случаев, максимальное охруп-
чивание наблюдается в сталях и на-
плавленном металле, облученных при
130—150° С;
4) при температурах облучения
выше 150° С во время облучения
происходит отжиг повреждений, в ре-
зультате меньше изменяется температура перехода. Однако обла-
сти температур, в которых во время облучения восстанавливается
большинство повреждений, сильно зависят от типа и состава ста-
лей и, возможно, от других эффектов, которые еще не выяснены.
В то время как в некоторых сталях и наплавленных материалах
не обнаруживается охрупчивание после облучения при 325° С,
в других значительно повышается температура перехода после
облучения при этой же температуре.
Непостоянство влияния облучения при температурах 250—
300° С имеет большое практическое значение, так как это та об-
ласть температур, в которой должны работать многие сосуды
давления, в частности водоохлаждаемые реакторы. Сосуды дав-
ления для современных водо-водяных реакторов работают при
температурах, где влияние радиационных повреждений (для ста-
лей, используемых в настоящее время) значительно меньше,
чем при более низкой температуре (рис. 10.10).
10.3.3. Нейтронный спектр. Так как считается, что радиа-
ционное охрупчивание возникает из-за смещения атомов в кристал-
лической решетке нейтронами, следует ожидать, что чем выше
энергия нейтрона, тем больше смещение, и, таким образом, бу-
дет возникать больше повреждений. Таким образом, полное опи-
сание нейтронного воздействия на радиационные повреждения
должно повлечь за собой изучение' влияния нейтронного потока
в каждой узкой области значений энергии нейтронов для опреде-
ления степени влияния нейтронов различных частей спектра энер-
гии. Однако такой метод был бы весьма приближенным и неосу-
ществимым на практике. Вместо этого на практике дозу нейтро-
нов устанавливают в качестве единственного параметра, опреде-
ляющего количество нейтронов, имеющих широкую область
энергий. Обычно используют дозу, учитывающую все нейтроны,
410
имеющие энергию больше, чем 1 МэВ, которая определяется
измерениями активации дозиметров, таких, как никель или изо-
топ железа Fe54, или некоторых других дозиметров, подвергае-
мых воздействию нейтронов, находящихся в этой области энергий.
Более подробно эти вопросы рассмотрены Стилом [10]. Важно
принять во внимание, что многие экспериментальные определе-
ния радиационного охрупчивания были сделаны на нейтронах,
имеющих совершенно другой спектр, чем спектр, характерный
для сосудов давления ядерных реакторов. Как правило, экспе-
риментальное оборудование имеет намного более «жесткий» спектр,
т. е. в данной общей дозе нейтронов меньшая доля нейтронов
имеет более низкую энергию. Выводы, основанные на таких
экспериментах, могут быть ошибочными, если влияние нейтрон-
ного спектра на повреждение сильно отличается от влияния на
активацию дозиметра и если нейтроны с энергией ниже области,
для которой определена доза нейтронов, создавали радиационные
повреждения.
Идеальный эксперимент для определения влияния нейтронного
облучения на радиационное охрупчивание должен состоять из
различных серий образцов, подвергаемых облучению требуе-
мыми дозами нейтронов, находящихся в одной узкой энергети-
ческой области. На практике такой эксперимент провести невоз-
можно, поэтому влияние нейтронного спектра можно интерпре-
тировать из ряда контролируемых облучений в различных уста-
новках, где нейтронный спектр сильно меняется. Например,
измерения и вычисления показывают, что образец в пустом топ-
ливном канале реактора ВЕРО получает значительно большую
часть нейтронов, имеющих энергию ниже 1 МэВ, чем образец,
находящийся на месте тепловыделяющего элемента реактора ВЕРО.
Так как никелевый дозиметр будет подвергаться главным обра-
зом воздействию нейтронов с энергиями больше, чем 3 МЗВ, в то
время как решетка в стали может исказиться от нейтронов с мень-
шей энергией, то можно ожидать, что спектр в пустом топливном
канале реактора ВЕРО должен, создавать большие изменения
свойств при такой же дозе облучения, чем спектр в месте распо-
ложения тепловыделяющего элемента [25].
В табл. 10.2 дано значение коэффициента А радиационного
упрочнения для различных зон облучения. Значения коэффициента
А меньше для образцов, расположенных на месте тепловыделяю-
щего элемента реактора ВЕРО и в активной зоне реактора LIDO,
где большинство нейтронов имели энергии больше, чем 1 МэВ.
Результаты получены из испытаний на растяжение после довольно-
небольших доз облучения.
Аналогичное заключение получено и Кованом [26], который
облучал образцы (Шарпи) дозой быстрых нейтронов, равной
примерно 1019 нейтр./см2.
В настоящее время нет количественной теории влияния спектра
нейтронов, которая удовлетворяла бы всем требованиям, но уточ-
411
Таблица 10.2
Реактор Место облучения Номинальная мощность реактора, МВт A ±SD* [Д(Г^ = A (grt)1/2 Ni]
ВЕРО Пустой канал 6 18,63±5,26
Полый тепловыделяющий элемент 6 13,37—2,84
PLUTO Тепловыделяющий элемент о,1 16,76^3,76
0,4 16,38^7,75
8,1 14,92+7,51
LIDO Полый тепловыделяющий 0,4 14,45+4,98
элемент 7,5 17,52+3,94
В активной зоне 0,1 12,49—3,28
» SD — стандартное отклонение, %.
нить имеющиеся выводы ‘можно введением поправочного коэф-
фициента (для нейтронов с энергией меньше 1 МэВ), который
учитывает относительные скорости смещения атомов для данного
нейтронного спектра. Наиболее часто используемой моделью для
вычисления таких скоростей смещения атомов служит модель
Кинчина и Пиза 127], хотя предлагались другие многочисленные
варианты.
10.3.4. Нейтронный поток. Важно рассмотреть, влияет лй,
кроме спектра, мощность данной дозы нейтронов на количество
радиационных повреждений.
Определить экспериментально влияние потока или мощности
дозы так же трудно, как и найти влияние спектра, так как при
эксперименте образцы надо облучать в одном и том же спектре
при различных уровнях мощности, а для получения необходи-
мой интегральной дозы нейтронов при облучении небольшой
мощностью требуется очень длительное время. Следует ожйдать,
что влияние мощности дозы нейтронов должно быть наиболее
А

16
Поток
нейтр./см*с
О 2,96*10”
• 1,17 *101г
- ,13
заметным в температурной
области, где при облуче-
нии происходит некоторое
восстановление дефектов,
т. е. мощность дозы ней-
тронов должна влиять на
температуры, при кото-
рых заметно уменьшается
охрупчивание. Для раз-
Мощность
дозы
4
° 2,98*10
' £> I
ы
---*9
Ф
—->
8
01__________L
50 150
250 350
Рис. 10.ll. Влияние потока ней-
тронов деления на радиационное
упрочнение1 малоуглеродистой
стали Еп2 [25]
412
□—
Таблица 10.3
Доза нейтро- нов деления ХЮ-»» Статиче- ский изгиб ДТ, °C Ударное нагру- жений ДГ, °C
0,3—0,4 47 48
0,8 — 75
1,3 104 —
2,0 — 130
личных мощностей доз ней-
тронов еще нет кривых за-
висимости охрупчивания
от температуры, но Хар-
рис получил данные для
изменения предела текуче-
сти на растяжение от об-
лучения примерно до 1017
Рис. 10.12. Кривые охрупчивания, измерен-
ного на образцах различного размера с над-
резом [24]:
а — необлученные; б — облученные дозой
9* 1018 нейтр./см2 при 150° С; / — испытание об-
разцов 50,8*69 мм на статический изгиб; 2 — ис-
пытание образцов по Шарпи (9,9 мм); 3 — испы-
тание на удар
нейтр./см2 для никеля. Результаты,
приведенные на рис. 10.11, показывают, что в области температур
облучения Тобл от 100 до 350° С нет заметного влияния изменения
мощности дозы нейтронов в 100 раз.
10.3.5. Влияние метода испытания. Количественно различные
оценки охрупчивания возникают из-за различных методов испы-
тания на разрушение после облучения. Поэтому необходимо
установить, изменяется ли степень радиационного охрупчивания
от того, как оно оценивается.
Ранее приводились некоторые испытания образцов на стати-
ческий изгиб по Шарпи, а не ударным нагружением. Температура
перехода для любой стали, испытанной на статический изгиб,
значительно ниже, чем при ударных испытаниях. Однако сравне-
ние результатов испытаний одинаковых сталей, облученных при
сравнимых условиях, показывает, что температура перехода уве-
личивается примерно одинаково при обоих методах испытания.
Сравнение АТ, полученных при испытании образцов Шарли
на статический изгиб и удар из малоуглеродистой с'гали с кон-
трЬлируемым размером зерна, раскисленной алюминием, облу-
ченной в реакторах Калдера при 150° С, дано в табл. 10.3.
Влияние размера образца изучалось при сравнительных ис-
пытаниях на изгиб образцов с надрезом из стали, применяемой
.для корпуса реактора Калдера. Образцы сечением 69,8 х 50,8 мм
и образцы Шарпи 10 х 10 мм облучались вместе. Результаты
(рис. 10.12) показывают, что степени охрупчивания, полученные
двумя методами испытания, дают хорошее совпадение. При испы-
тании одинаково облученных образцов других форм и при опре-
делении температуры нулевой пластичности падающим грузом
413
Рис. 10.13. Эквивалентность охруп-
чивания, найденного по температу-
ре нулевой пластичности Т3 и на
образцах Шарпи, под действием об-
лучения
была получена также одина-
ковая степень охрупчивания
(рис. 10.13) Результаты этих
испытаний [26] использова-
лись для вычисления влия-
ния облучения на параметры
вязкости разрушения Кс> при
этом было отмечено, что по-
лученные результаты можно
рассматривать как смещение
кривой зависимости Кс от тем-
пературы на величину, экви-
валентную смещению кривой Шарпи1. Это подтверждается ре-
зультатами для величины К1С, полученными на образцах при
внецентренном нагружении из облученной и необлученной стали
3002В по стандарту ASTM [28]. Испытания на таких различных
образцах подтверждают, что данные по охрупчиванию, получен-
ные на образцах Шарпи, можно использовать по крайней мере
в области их практического применения.
10.3.6. Влияние характеристик материала. Факторы, от кото-
рых зависит значительное изменение степени радиационного ох-
рупчивания, возникающего в стальных образцах, и различия
при одинаковом облучении, особенно при температурах около
300° С, до сих пор еще не выяснены полностью. Одним из факторов
является размер зерна феррита. Высокое сопротивление радиа-
ционному охрупчиванию мелкозернистых сталей имеют образцы
Шарпи из стального прутка, термообработанные до определенного
размера зерна и облученные быстрыми нейтронами при 150° С
в реакторе ВЕРО интегральной дозой 7,0-1017 нейтр./см2
(табл. 10.4).
Известно, что значительное содержание основных легирующих
элементов [24] оказывает небольшое влияние на степень охруп-
чивания под действием облучения при 150° С. Стил [10] подчер-
кивал, что с увеличением предела прочности имеется тенденция
к уменьшению радиационного охрупчивания и к более раннему
насыщению. Установлено, что для малоуглеродистых марганце-
вых сталей важен уровень примесей, дающих раствор внедрения.
Литл и Харрис [29] показали, что в твердом растворе степень
охрупчивания увеличивается Q увеличением количества азота.
Для низколегированных сталей такое влияние при более
высоких температурах облучения менее важно. Изменение степени
охрупчивания стали А302 различной плавки в зависимости от
облучения при 288° С изучалось научно-исследовательской ла-
414
Таблица 10.4
Сталь Термообработка1 Количество зерен феррита на 1 мм2
Малоуглеродистая с контролируемым разме- ром зерна, раскислен- ная алюминием Малоуглеродистая, раскисленная кремнием Экспериментальная Ni, Мо, V г 1 По достижении тег охлаждаются в печи. 1000° С в течение 1 ч, снижение до 900° С, охлаждение при 40° С/ч до 650° С 930° С в течение V2 ч, охлаждение при 40° С/ч до 650° С 1100° С в течение 8,5 ч, снижение до 930° С, охлаждение при 12° С/ч до 650° С 930° С в течение х/2 ч, охлаждение 40° С/ч до 650° С 9302 с в течение х/2 ч, охлаждение на воздухе до комнатной температуры, нагрев до 650° С 930° С в течение х/2 ч, охлаждение при 40° С/ч до 650° С 930° С в течение х/2 ч, охлаждение на воздухе до комнатной температуры, нагрев до 650° С лпературы 650° С образцы выдерживаются L Г 523 6 890 76 842 4 130 5 060 36 500 6 ч и затем
бораторией ВМФ США [10, 30]. Было установлено, что увеличе-
ние содержания меди, особенно в присутствии ванадия, увеличи-
вает чувствительность к радиационному повреждению. При этом:
1) радиационную нечувствительность (стойкость) стали раз-
личных плавок можно создавать изменением состава. (Термин
нечувствительность связан с увеличением переходной темпера-
туры, а также с понижением уровня максимальной энергии раз-
рушения при испытании на удар);.
2) определенные элементы не влияют на условия радиацион-
ного охрупчивания, если они содержатся в сталях в количествах
выше определенного уровня. К таким элементам относятся:
Си — 0,15%, или больше, Р (в присутствии S) — 0,03% или больше
и в меньшей мере V — 0,08% или больше;
3) охрупчивание стали, содержащей другие элементы и облу-
ченной при повышенной температуре, зависит только от ее тер-
мической чувствительности;
4) практика выплавки стали может окончательно решить
проблему радиационного охрупчивания сталей, применяемых
для сосудов давления по крайней мере в условиях современной
эксплуатации, если тщательно подбирать состав стали;
5) эти положения можно использовать для других марок
стали, работающих в реакторе, а также в фундаментальных иссле-
дованиях радиационных повреждений.
415
Е,кгс-м
Рис. 10.14. Чувствительность стали А543 к облучению*:
а — 50 мм (сварное соединение, выполненное дуговой сваркой под слоем флюса наплавоч-
ным материалом Линде-100 — сплошные линии) и 200 мм пластины (пунктирные линии);
б — 25 мм (сварное соединение, выполненное ручной дуговой сваркой электродом 1936);
/ — облученное нейтронами деления при 288° С дозой 3,4* 1010 нейтр./см2 больше 1 МэВ;
2 — необлученное
Важно подчеркнуть, что влияние облучения на сварные сое-
динения (на наплавленный металл и на лист, подвергаемый сварке)
может сильно отличаться от влияния на основной металл. Резуль-
таты нельзя обобщить, так как при различных испытаниях [10,
24 ] была получена как более высокая, так и более низкая чувстви-
тельность к облучению. Случай, где сварной шов имел высокую
чувствительность к облучению, приведен на рис. 10.14, а. Сильное
охрупчивание шва заставило разработать сварочные материалы
с более низкой чувствительностью к облучению (рис. 10.14, б).
Количество радиационных повреждений пропорционально содер-
жанию меди в материале; лучший наплавленный металл имеет
0,02% Си, лист 0,06% Си, а худший — 0,48% Си. Эксперименты
показывают, что, контролируя состав, можно свести к минимуму,
и сделать незначительными радиационные повреждения.
10.3.7. Влияние напряжения и деформации. Материал в рабо-
тающем сосуде давления подвергается напряжению и деформации,
а также воздействию облучения. Предварительная деформация
не оказывала влияния на радиационное охрупчивание в широком
диапазоне условий облучения [24].
Рейнольдс установил, что нагружение, эквивалентное 20%
предела текучести, пренебрежимо мало влияет на образцы из стали
А302В во время облучения (образцы надрезались и испытывались
после облучения). Влияния напряжения на радиационное охруп-
чивание не было также обнаружено, когда Хауторн и Лосс облу-
чали стали А302В и А350 по стандарту LFI при 220° С и сталь
А302В при 288° С. Сравнивались ненапряженные и напряженные
до 80% предела текучести образцы, облучаемые одновремен-
но [32].
416
. Таким образом, напряжение и деформация не оказывают
значительного влияния на радиационные эффекты в сталях для
сосудов давления. Однако это заключение не следует распростра-
нять на материалы, облучаемые в метастабильном или неста-
бильном состоянии, так как облучение может значительно ус-
корить изменения свойств, например, термически содействовать
выделению фаз. Кроме того, такие материалы могут проявить
очень высокую степень радиационного охрупчивания [33].
10.4. Контроль качества стали
Исходя из условий работы ядерных реакторов с водой, в ка-
честве наиболее важного фактора было признано, что опасность
разрушения первичного контура теплоносителя должна быть
уменьшена до минимума. Известно, что условия, возникающие
во время эксплуатации сосуда давления, могут оказывать влия-
ние на свойства материалов, поэтому при оценке опасности раз-
рушения следует учитывать эти изменения свойств. При расчете
первого английского реактора Калдера почти не было данных
о возможных изменениях свойств. Поэтому необходимо было оце-
нить условия, которые могут возникнуть в сосуде давления при
эксплуатации. Так как невозможно было предсказать изменение
свойств, было решено испытать образцы в условиях, которые
были бы подобны условиям в некоторых зонах сосуда давления.
Через некоторые интервалы времени непосредственно на образ-
цах определялись изменения их свойств.
Контрольные образцы помещались в реактор Калдера № 1
и затем облучались потоком нейтронов, которому подвергался
сосуд при 340° С. Несколько образцов облучались ускоренными
дозами нейтронов при более низких температурах. При этом 84
предварительно напряженных образца испытывались на растя-
жение, 54 — на удар и 84 — на изгиб. Образцы имели призма-
тическую форму и были изготовлены из малоуглеродистой стали.
В программах испытаний уделялось большее внимание облучению
образцов при более низких температурах, и было признано, что
наибольший интерес при изменении свойств представляет вязкость
разрушения. Предполагалось определить кривую температур
перехода для каждой партии испытываемых в реакторе образцов.
Программа предусматривала испытание 320 образцов Шарпи
и 24 образцов на растяжение в каждом реакторе. В последующем
в программе были сделаны два изменения для того, чтобы опреде-
лить влияние отжига на сварных образцах и изучить вопрос,
возникает ли при более низких температурах и облучении эф-
фект графитизации, наблюдаемый при более высоких темпера-
турах в сварных соединениях из стали с добавкой алюминия.
Программы контроля в последующих английских реакторах со
стальными сосудами давления использовали такие же образцы,
как и в рассмотренной программе Калдера [19]. Несколько об-
27 р. Никольс 417
разцов было испытано в реакторах Калдера, Чепелькросса и
Виндскейла, Беркли и Бредвелла и Хантерстока, он ни в одном
случае не было замечено достаточно большого изменения свойств,
которое имеет практическое значение. Это не удивительно, так
как максимальная доза быстрых нейтронов, которой подвергались
эти образцы, не превышала 1018 нейтр./см2, хотя реакторы Кал-
дера проработали 10 лет.
Имелось в виду применить к сосудам давления результаты,
полученные по этой программе, основываясь на температуре
перехода. При этом предполагается, что существует определен-
ная температура, при которой опасность разрушения заметно
изменяется. Иногда температуру перехода выбирают равной
температуре изотермической остановки трещины [19, 341. Тем-
пературы остановки трещины, полученные на соответствующих
необлученных листах, являются начальными значениями, к ко-
торым прибавляют поправки, основанные на изменении темпера-
туры перехода, чтобы учесть степень охрупчивания из-за старения
или радиационного облучения [35].
Примерно такой же подход, основанный на определении
температуры нулевой пластичности для облученных образцов
Шарпи, был принят для контроля сосудов давления водо-водя-
ных реакторов США [10]. Типичным примером такого реактора
является Биг-Рок-Пойнтский реактор, который имеет сосуд дав-
ления из стали А302В толщиной 152 мм [36], Контрольные кап-
сулы с образцами для испытания на растяжение и образцами
Шарпи с датчиками температуры и дозы нейтронов показаны на
рис. 10.15, а их расположение в реакторе схематически изобра-
жено на рис. 10.16.
Программы контроля зависят от индивидуального расчета,
но определенные общие правила были сформулированы отделом
Международного агенства по атомной энергии в «Периодиче-
ском контроле стальных сосудов давления атомных реакторов»,
и в них говорится:
1) образцы должны испытываться в таких же условиях, какие
испытывает стенка сосуда;
2) испытываться должен основной материал, наплавленный
металл и металл зон термического влияния сварки;
3) от каждого листа, облученного значительной дозой нейтро-
нов, должны вырезаться образцы для испытаний;
4) часть образцов должна одновременно подвергаться воздей-
ствию механического • напряжения;
5) необходимо измерять дозу быстрых нейтронов (свыше 1 МэВ)
и общую дозу.
Единственным национальным стандартом, который определяет
требования контроля, является стандарт ASTM Е185-66, где
рассмотрены методы облучения и испытания образцов на растя-
жение, на удар и другие виды нагружения с целью регистрации
и оценки через периодические интервалы времени облучения,
418
Рис. 10.15. Типичные контрольные капсулы
корпуса реактора Биг-Рок-Пойнт:
1 — термические капсулы, не подвергаемые воздей-
ствию нейтронного потока; 2 — капсулы сосуда дав-
ления; 3 — капсулы ускоренного облучения; 4 — со-
суд давления; 5 — защитный экран; 6 — горючее;
7 — активная зона реактора
Рис. 10.16. Схема расположения капсул сосуда
реактора Биг-Рок-Пойнт [36]:
а — капсула с образцами на растяжение; б — капсула
с образцами Шарпи; / — заглушка; 2 — трубчатая
оболочка; 3 — блок алюминиевого наполнителя; 4—
образец на растяжение; 5 — верхняя заглушка; 6 —
датчики температуры; 7 — образец Шарпи; 8 — дат-
чики из железа, никеля, меди для определения потока
нейтронов; 9 —оболочка капсулы; /0—алюминиевый
наполнитель; 11 — нижняя заглушка
изменяющего механические свойства со-
судов давления и внутреннюю струк-
туру узлов ядерных энергетических ре-
акторов.
Стандарт также описывает испытуе-
мые образцы, их число и тип, предпо-
чтительные условия облучения, месторасположение капсул, изме-
рение дозы нейтронов и температуры, а также данные, которые
должны быть включены в любой доклад о контроле.
Дополнительными являются стандарт ASTM Е184 «Рекомен-
дованная практика по влиянию высокоэнергетического облуче-
ния на механические свойства металлических материалов» и стан-
дарт ASTM Е261 «Измерение нейтронного потока методами ак-
тивации», который дополняется стандартами по дозиметрии»
10.5. Выбор критериев разрушения
Так как программы контроля предусматривают предупрежде-
ние изменений свойств материалов, которые происходят при
нейтронном облучении и могут увеличить опасность разрушения,
27* 419
то необходимо установить критерий, определяющий, возможно ли
разрушение или нет. Следует заметить, что катастрофическое раз-
руше'нйе сосуда давления реактора будет возникать только при
нестабильно быстром развитии трещины. Хотя чрезмерная теку-
честь, ползучесть и усталость могут привести к отклонению от
рассчитанного поведения и к замедлению роста трещины, конечный
вид разрушения будет одинаковым, т. е. неконтролируемое рас-
пространение трещины вызовет катастрофическое разрушение.
Поэтому программа контроля должна предусматривать определе-
ние изменений условий, при которых возможно это нестабильно
быстрое разрушение.
Обычно такие программы основаны на определении изменения
температуры перехода при эксплуатации с помощью испытания
образцов Шарпи на удар. Результаты испытаний позволят в усло-
виях эксплуатации принять меры предосторожности от хрупкого
разрушения. Правила контроля в настоящее время основываются
на определении температуры остановки трещины или температуры
нулевой пластичности. Однако существуют определенные аргу-
менты, по которым предпочтительнее основывать правила эксплуа-
тации на устранении условий страгивания нестабильной трещины
от какого-либо дефекта критического размера. В зависимости от
толщины сосуда, от скорости нагружения и свойств материала
момент страгивания трещины можно найти по теории механики
линейно-упругого разрушения или разрушения в условиях
общей текучести.
При этом необходимо использовать результаты контроля, полу-
ченные на образцах Шарпи. Метод должен учитывать зависимости
разрушающего напряжения от размера дефекта, найденные для
необлученного сосуда, и увеличение температуры перехода, по-
лученной на образцах Шарпи. Это можно сделать потому, что:
1) измерения К.\с на образцах типа СТ из необлученной и
облученной стали 302В по стандарту ASTM дают одинаковые
значения, если температура корректируется, как указано выше [28];
2) значения /С1с для листов из стали А212В и А350 по стан-
дарту LF3, определенные на основании измерений на плоских
образцах с центральным надрезом с учетом поправки на темпе-
ратуру и скорости деформации, полученной из динамических
испытаний, при таком подходе пригодны;
3) значения /С1с при температуре остановки трещины для
облученной и необлученной малоуглеродистой стали, определен-
ные по измерениям напряжения и длины трещины, постоянны [39 ]:
4) значения /С1с, оцененные по измерениям методом Шарпи
для случая разрушения образца [40], примерно одинаковы для
данной облученной и необлученной стали;
5) изменение температуры перехода при облучении не зависит
от метода измерения. ...
Это подтверждается сравнением изменения температуры, най-
денной .методом Шарпи, и измерением предела текучести [21 ],
'420
испытаниями образцов Шарпи на статический изгиб [21 ], боль-
ших образцов на статический изгиб [39], образцов на определе-
ние температуры нулевой пластичности [20 ] и широких пластин
на остановку трещины. Это указывает, что данный подход не ог-
раничивается условиями, где разрушение происходит при плос-
кой деформации.
Абсолютные значения энергии, полученные по испытаниям
методом Шарпи, а также по пределу текучести на контрольных
образцах при рабочих температурах, используются непосредственно
для оценки критических размеров дефектов и значений разрушаю-
щих напряжений.
Следует отметить, что техническое значение радиационного
охрупчивания для расчета энергетических реакторов небольшое.
Изменения свойств, обнаруженные при контроле, в основном
незначительные, потому что интегральные дозы нейтронов для
сосудов давления были небольшими. Вероятно, влиянием дозы
нейтронов порядка 1018 нейтр./см2 (быстрые нейтроны) или менее
можно пренебречь. Обеспечение необходимой защиты стенки со-
суда давления в активной зоне реактора, устранение местных
концентраций напряжения в зонах воздействия большого потока
нейтронов, контроль материала, поврежденного радиацией, обе-
спечение надлежащего дозиметрического контроля, использо-
вание материала с высокой исходной вязкостью разрушения сде-
лают маловероятным радиационное охрупчивание.сосудов дав-
ления ядерных энергетических реакторов.
ЛИТЕРАТУРА
1. Poulter, D. R. (ed.) (1963). ’The Design of Gas-cooled, Graphite-moderated
Reactors'. Oxford University Press, London.
2. Steels for Reactor Pressure Circuits, Special Report No. 69, Iron and Steel
Institute, London, 1961.
3. Brown, G. et al. (1957). Design and construction of the reactor vessel.
Brit. Noel. Eng. Conf. J. 2, 132—45.
4. Proceedings of the Conference on Prestressed Concrete Pressure Vessels,
Institution of Civil Engineers, London, March 1967, ICE, London, 1968; Prestressed
concrete reactor structures, Nucl. Eng. Design 8, No. 4, 1968.
5. Reactor pressure vessel and containment, I—steel pressure vessels. NucL
Eng. Dasign 8, No. 1, July 1968.
6. Whitman, G. D., Robinson, G. C. and Savolainen, A. W. (eds.) (1967).
ORNL-NSIC-21, Oak Ridge National Laboratory, US, December.
7. McLaughlin, D. W. (1967). Properties of irradiated materials needed in the
design of water cooled reactor pressure vessels. Am. Soc. Testing Mater., Spec.
Techn. Publ., pp. 391—404.
8. ASME Boiler and Pressure Vessel Code, Saction III, Nuclear Power.
9. Cottrell, A. H. (1956). Metallurgical Reviews 1, 479—522.
10. Steele, L. E. (1969). Atomic Energy Review 7, No. 2, IAEA.
11. Hesketh, R. V- (1963). Phil. Mag. 8, No. 92, 1321.
12. Hinkle, N. E. (1963). Effect of neutron bombardment on stress-rupture
properties. Am. Soc. Testing Mater., Spec. Techn. Publ., No. 341, p. 344.
13. Wood, D. W. and Johnson, E. R. (1967). J. Iron Steel Inst. 205 (3), 305,
March.
14. Hawthorne, J. R. and Steele, L. E. (1969). In-reactor studies of low-cycle
fatigue. Am. Soc. Testing Mater., Spec. Techn. Publ., No. 380, pp. 312—22.
421
15. Gibbons, W. G., Mikoleit, A. E. and O'Donnell, W. J. (1967). Fatigue
properties of irradiated PV steels. Am. Soc. Testing Mater., Spec. Techn. Publ.
No. 426, pp. 408—39.
16. Norris, E. B. and Wylie, R. D. (1969). ’Post-irradiation Fatigue Properties
of Base Metal and Weldments' Report from S. W. Rasearch Station, San Antonio,
Texas.
17. Petch, N. J. (1959). The ductile-cleavage transition in iron, in ’Fracture'
(B. L. Averbach et al. (ed.)), p. 54. John Wiley, New York.
18. Cottrell, A. H. (1959). Culcheth Conference on Brittle Fracture in Metals
*(1957). UKAEA Report IG145, May, and also in reference (2) above.
19. Nichols, R. W. and Harries, D. R. (1963). Brittle fracture and irradiation
effects in ferritic PV steels. Am. Soc. Testing Mater., Spec. Techn. Publ., No. 341,
pp. 283—311.
20. Burghard, H. C. and Norris, E. B. (1967). ASME paper No. 67—Met—1,
ASME.
21. Harries, D. R., Nichols, R. W. and Judge, C. (1961). In Special Report
No. 69, p. 297, Iron and Steel Inst., London.
22. Makin, M. J. and Hunter, F. J. (1960). Acta Met. 8, 691.
23. Амаев А. Д., Правдюк H. Ф. (1968). Влияние нейтронного облучения
на склонность стали для корпуса реактора к хрупкости, Атомиздат, 241.
24. Nichols, R. W. (1964). Zrananie 1 and 21 Jan. (also printed in Welding
Research Abroad 10 (8), 2—13, 1964.).
25. , Harries, D. R., Barton, P. J. and Wright, S. B. (1965). Am. Soc. Testing
Mater., Spec. Techn. Publ., No. 341, p. 276.
26. Cowan, A., Fearnehough, G., Vaughan, H. G. and Lees, P. (1967). Am.
Soc. Testing Mater., Spec. Techn. Publ., No. 380.
' 27. Kinchin, G. H. and Pease, R. S. (1955). Rept. Progr. Phys. 18, 1.
28. Mager, T. R. (1969). Pages Q24—Q27 in ’Practical Fracture Mechanics for
Structural Steel', Proc. Culcheth Conference, 1969. Chapman and Hall, London.
29. Little, E. A. and Harris, D. R. (1969). The correlation of radiation har-
dening with interstitial nitrogen in mild steel, AERE R6182, Sept. 1969.
30. Potapovs, U. and Hawthorn, J. R. (1969). Nucl. Applications 5, No. 7,
January.
31. Reynolds, M. B. (1963). Mater. Res. Std. 3, 644.
32. Hawthorne, J. R. and Loss, F. J. (1968). Nucl. Eng. Dasign 8, 108—16.
33. Cowan, A., Fearnehough, G. D. and Nichols, R. W. (1967). Welding J.
Res. Suppl., March.
34. Kehoe, R. B. and Nichols, R. W. (1961). Nucl. Eng. 6, 116, March.
35. Cowan, A. and Watkins, B. (1962). Contribution to Seventh Nuclear Safety
Congress, Rome.
36. Serpan, C. Z., Staele, L. E. and Hawthorne, J. R. (1967). J. Basic Eng. 89,
Series D, 221—32.
37. Havel, S. (1967). Report to IAEA Working Group on Engineering Aspects
of Irradiation Embrittlement, Vienna, 2—4 October.
38. Sullivan, A. M. (1965). Proceedings, First Int. Conf. Fracture, Sendai,
p. 1956.
39. Nichols, R. W. (1966). Proceedings, Coll. Brittle Fracture, Brussels, EUR
3121.
40. Fearnehough, G. D. and Nichols, R. W. (1968). Intern. J. Fracture Mechanics
4, No. 3, 245—56, Sept.
Глава 11
ПОВРЕЖДЕНИЯ И РАЗРУШЕНИЯ
СОСУДОВ ДАВЛЕНИЯ
Изучение и детальный анализ обстоятельств, связанных со
случаями повреждений и разрушений сосудов давления, могут
оказать эксплуатационнику неоценимую помощь.
Однако собрать для анализа материалы, относящиеся ко всем
случаям разрушения сосудов давления при эксплуатации, не пред-
ставляется возможным. Частично это объясняется тем, что многие
организации не публикуют данные об имевшихся у них разру-
шениях, когда еще не выяснены все последствия и экономический
ущерб от аварии или когда при анализе причин разрушения сде-
лано какое-то технически важное усовершенствование. Однако
недостаток материалов по разрушениям сосудов определяется
в основном надежностью работы современного оборудования.
Несмотря на это, для сосудов давления характерны как незначи-
тельные повреждения, в виде поверхностных дефектов, которые
удаляются зачисткой, так и катастрофические разрушения, тре-
бующие замены большого количества сопряженных с- сосудами
коммуникаций. Наибольшей гарантией исключения хрупких раз-
рушений является тщательное выполнение всех технических тре-
бований и норм на стадиях расчета, конструирования, изготов-
ления и эксплуатации сосуда.
11.1. Статистика разрушений сосудов давления
Статистических данных разрушений сосудов давления чрез-
вычайно мало.. Один из последних наиболее исчерпывающих
обзоров был сделан в 1967 г. отделениями комитета британского
объединения технических служб и британского комитета по ис-
пользованию атомной энергии [1], который базировался на опыте
эксплуатации 12 700 сосудов давления с общим суммарным вре-
менем их работы 100 тыс. лет. Разрушения классифицированы на:
катастрофические, требующие капитального ремонта или за-
мены поврежденного сосуда;
потенциально опасные, т. е. такие повреждения, которые тре-
буют немедленного предотвращения опасного развития возник-
ших дефектов.
11.1.1. Разрушения до эксплуатации. В упомянутый выше
обзор не включены случаи обнаружения дефектов обычным конт-
ролем, однако приведены данные гидравлических испытаний.
423
Установлено, что только в десяти случаях из общего числа данных
в обзоре разрушения возникли до начала эксплуатации и имели
следующие виды повреждений:
Трещины в сварных соединениях, выявленные по появле-
нию течи при гидравлическом испытании............... 1
Катастрофическое разрушение при гидравлическом испы-
тании .............................................. 1
Катастрофическое разрушение при изготовлении......... 2
Трещины в сварных швах, выявленные в ходе приемоч-
ных испытаний при первом пуске ..................... 2
Трещины в листах и сварных швах, выявленйые при изго-'
товлении ........................................... 4
Необходимо отметить, что одно из катастрофических разрушений
произошло в результате перегрева сосуда при приемочных испы-
таниях вследствие неисправности предохранительного клапана.
Анализ статистических данных подтвердил, что участки сварных
соединений являются наиболее вероятными источниками разру-
шений. Так, Ван дер Пост в результате анализа повреждений
трубопроводов [2] установил, что около 80% разрушений нача-
нались в местах сварных швов или в зонах термического влияния
сварки.
Анализ статистических данных разрушения сосудов давления
и барабанов котлов сделан немецкими исследователями Келлер-
маном [3] и Петерсом [4], которые считают, что гидравлическое
испытание является эффективным методом выявления производ-
ственных дефектов, поскольку в процессе этих испытаний обнару-
жено 75% серьезных повреждений или разрушений.
11.1.2. Разрушения при эксплуатации. Филлипс и Уорвик [1]
проанализировали 132 случая разрушений сосудов давления,
семь из которых были катастрофическими. Интересно отметить,
что 57% повреждений обнаружено визуальным осмотром, 29% —
при гидравлических испытаниях, 8% — методами неразрушаю-
щего контроля и остальные 6%— это случаи катастрофических
разрушений. Большинство этих разрушений (89%) произошло
в результате образования трещин вблизи сварных швов, т. е.
в узлах присоединения к корпусу сосуда патрубков и других
элементов. Возможность возникновения разрушения в зонах свар-
ных швов может быть значительно снижена использованием
соответствующих методов расчета и конструирования, усовер-
шенствованием методов сварки и применением тщательного ’ кон-
троля качества на всех этапах технологического процесса изго-
товления сосуда.
Неправильная эксплуатация сосудов (нарушение выполняе-
мых функций, неправильная регулировка контрольной аппара-
туры или предохранительных клапанов) в 6% из 132 случаев
привела к их разрушению. Так, четыре катастрофических разру-
шения были обусловлены несоответствием условий эксплуатации
расчетным параметрам, что еще раз свидетельствует о необхо-
424
димости более тщательного рассмотрения еще на стадии конструи-
рования методики контроля рабочего процесса.
Около 59 разрушений, описанных в обзоре, не были связаны
с мембранной частью (основными обечайками сосуда), а наблю-
дались в обогреваемых зонах котлов, трубных досках, трубопро-
водах, фитингах и т. п. При анализе разрушений, относящихся
в основном к первичным контурам давления, было установлено,
что 20% повреждений обусловлены дефектами производства
(расслоением листа, технологическими трещинами и т. п.), 26% —
усталостью металла, 31% обусловлено коррозией. Аналогичные
данные были получены при анализе 17 случаев повреждений
энергетических и исследовательских ядерных реакторов (включая
первичные.контуры) [1 ], которые произошли при их эксплуатации
общей продолжительностью 1350 лёт. Келерман [3], Филлипс
и Уорвик [1 ] пришли к выводу, что годовая вероятность катастро-
фического разрушения в любом контуре давления такого типа
составляет 2 10'5.
Таким образом, на основе анализа статистических данных можно
сделать заключение о том, что наиболее вероятными местами
разрушения сосудов будут сварные швы и зоны термического
влияния сварки. Расслоение листа и технологические трещины
дают ту же вероятность повреждаемости сосудов, что и усталость,
и коррозия материала. Свыше половины всех разрушений сосу-
дов обусловлены отклонениями фактических условий работы от
расчетных.
Следует отметить, что наиболее вероятный период проявле-
ния скрытого дефекта — это первые два или три года работы кон-
струкции, после чего даже при длительной эксплуатации, вплоть
до 30 лет, вероятность возникновения разрушения очень мала.
11.2. Примеры разрушений сосудов
11.2.1. Недостатки расчета и конструирования. В настоящее
время при отсутствии дефектов в конструкции и при эксплуатации
сосудов давления на расчетных параметрах редко наблюдаются
разрушения в- результате возникновения слишком высоких на-
пряжений, вызванных неправильным выбором методов расчета.
Несмотря на то что в разных странах действуют различные правила
эксплуатации сосудов, большинство из них основано на мировом
опыте эксплуатации сосудов давления. Тем не менее наблюдаются
разрушения деталей сосудов давления, обусловленные некоррект-
ным расчетом или конструированием [5]. Так, в аккумуляторе
горячей воды (рис. 11.1) были недостаточно тщательно подготовлены
кромки листа под сварку и конструкция сварного шва не обеспе-
чивала полного проплавления; узел соединения днища сосуда
с цилиндрической частью не имел соответствующего радиуса
закругления, что вызвало высокую концентрацию напряжений
и привело к возникновению трещин еще при изготовлении со-
Рис. 11.1. Аккумулятор горячей воды [5]:
/ — предохранительный клапан
суда. Взрыв сосуда был обусловлен
появлением хрупкой трещины в
корне шва, соединяющего днище
с цилиндрической частью, при этом
цилиндрическая часть была вы-
брошена вверх с большой скоро-
стью.
Другой пример относится к раз-
рушению небольшого стерилиза-
тора, выполненного из алюминие-
вого сплава [6], который разор-
вался при нормальном рабочем
давлении 1,0 кгс/см2. Разрушение
начиналось от угла расточки в ме-
сте соединения днища с цилиндри-
ческой частью, выполненной как
посадочная (опорная) плоскость для установки сосуда на опор-
ную платформу (рис. 11.2). Расчеты показали, что расточка сни-
зила безопасное рабочее давление в сосуде примерно до 0,3 кгс/см2,
а разрушение имело коррозионно-усталостный характер.
Наряду с учетом действия концентраторов напряжений кон-
структор должен оценить уровень допускаемых термических
напряжений. Недостатки расчета и конструирования могут при-
вести к появлению недопустимо высоких термических напряжений,
как это было в паровом коллекторе, описанном Тилыпем [7].
Трещины, появившиеся в валиковом шве приварки к коллек-
тору укрепляющего кольца, были обусловлены термической уста-
лостью вследствие образовавшегося между корпусом и кольцом
воздушного пространства и, как следствие, температурного гра-
диента между этими двумя частями конструкции и циклических
термических напряжений, что привело к разрушению кон-
струкции.
Отмеченные ранее разрушения, происшедшие из-за несоот-
ветствия реальных режимов эксплуатации с расчетными, также
следует отнести к недостаткам расчета и конструирования. При
проектировании и расчете оборудования конструктор должен
предусматривать возможные отклонения условий и параметров
эксплуатации от заданных и соответствующим образом их учи-
тывать. Например, Эйерс показал [7], что общей причиной разру-
шения воздушных компрессоров является чрезмерное повышение
температуры во время такта сжатия с образованием взрывоопас-
ных газовых смесей вследствие испарения смазки. Для предот-
вращения повреждений этого вида рекомендуется на напорной
линии воздушного компрессора устанавливать соответствующие
плавкие предохранительные устройства.
426
Другой пример разрушения конструкции, когда при проекти-
ровании не были учтены все возможные в эксплуатации условия
нагружения, опубликован Британской компанией по страхова-
нию машин и котлов [24]. Реактор для производства ферментов
представлял собой цилиндрическую сварную конструкцию высо-
той 14 м, диаметром около 7 м, с толщиной стенки 13 мм и полу-
сферическими днищами толщиной 9,5 мм. Реактор, установленный
вертикально на шести опорах, имел емкость 273 000 л и исполь-
зовался для ферментации 227 000 л смеси патоки с водой.
В процессе распада сахара образуется газовая смесь водо-
рода и углекислого газа, которая должна удаляться из реактора.
После окончания ферментации смесь была откачена из реактора
насосом, и затем сосуд был стерилизован водяным паром при дав-
лении 1,05—1,4 кгс/см2. В момент, когда бак был заполнен паром
и впускной клапан закрыт, произошло повреждение водяного
спреера охлаждения пара и затем взрыв сосуда, повлекший за
собой значительные повреждения окружающего помещения
(рис. 11.3).
Цилиндрическая часть сосуда имела значительное выпу-
чивание стенки из-за возникшей продольной трещины, а верхнее
и нижнее днища были разрушены полностью. Взрывом были
повреждены присоединительные трубопроводы и арматура, на-
стил и кран-балка, а также смежный реактор, кроме того, Н-об-
разные опоры сосуда были вдавлены в бетонное основание. Оче-
Рис. 11.2. Макроснимок зоны начального’разруше-
ния сосуда (Х3,5):
1 *- цилиндрическая часть; 2 — днище
427
Рис. 11.3. Сосуд после хрупкого раз-
рушения
видно, при повреждении спрее-
ра слишком быстрое охлажде-
ние сосуда привело к конден-
сации пара с образованием ва-
куума, послужившего основной
причиной разрушения сосуда.
Сосуд был снабжен вакуумным
предохранительным клапаном
диаметром 76 мм, но при боль-
шой скорости образования ва-
куума клапан не успел срабо-
тать.
11.2.2. Усталость и корро-
зионная усталость. Как показал
анализ статистических данных,
усталость часто является одной
из причин эксплуатационных
разрушений сосудов. При ис-
пользовании в расчетах на усталость методов, описанных в гл. 2,
опасность возникновения разрушений вследствие усталости и
коррозионной усталости будет снижена, кроме этого, следует по
возможности избавляться от опасных концентраторов напряжений
в конструкции. На рис. 11.4 показаны коррозионно-усталостные
трещины, образовавшиеся на грубой поверхности отверстия,
выполненного кислородной резкой для присоединения штуцера
к трубе, которая изготовлена из стали, содержащей 0,5% молиб-
дена [8]. В расчетах на усталость необходимо учитывать влияние
термических напряжений и стеснение тепловой деформации труб.
Смит [9 ] описывает разрушение рециркуляционного трубопровода
диаметром 254 мм из нержавеющей стали типа 304. Кольцевая
трещина длиной 64 мм была обнаружена после пяти лет эксплуа-
тации при температуре до 288° С. Причиной повреждений была
термическая усталость, вызванная попаданием на стенку воды
(до 1000 раз) с температурой 21—54“ С в условиях малоцикло-.
вого нагружения при пусках, остановах и стеснении вследствие
тепловой деформации трубы толстыми бетонными стенами.
Широко распространенным инициатором усталостной тре-
щины является концентрация напряжений на линии пересечения
поверхности валикового сварного шва с основным металлом
[26]. Ресивер сварной конструкции, выполненный по стандарту
BS 487, диаметром 500 мм, длиной 12 м .и с толщиной стенки
6,4 мм рассчитан на рабочее давление 7 кгс/см2. После 15 меся-
цев эксплуатации в цилиндрической части сосуда, по обе стороны
от опорных кронштейнов, образовались трещины. Кронштейны
428
Рис. 11.4. Вид коррозионно-усталостных трещин на по-
верхности отверстия и дефекта сварного шва, не оказы-
вавшего влияния на разрушение [43]
были изготовлены из угловой стали со сторонами 50 X 57 мм,
длиной, приблизительно равной 250 мм, причем одна из полок
уголка вырезана по контуру обечайки сосуда и была приварена
к нему валиковым швом. Несмотря на то что по внешнему виду
сварные швы были достаточно гладкими, на линии пересечения
поверхностей шва и сосуда по концам опорных кронштейнов
имелись резкие переходы. От этих участков с обоих концов крон-
штейна в осевом направлении развились трещины длиной 38 и
76 мм (рис. 11.5).
Считалось, что причиной разрушения послужили дополни-
тельные напряжения, возникшие в стенке сосуда вследствие жест-
Рис. 11.5. Усталостные трещины в зоне приварки
кронштейнов [6]
429
Рис. 11.6. Типичный рельеф усталостного излома
кого болтового крепления ресивера к фундаменту с неровной
поверхностью. Кроме того, наряду с локальным повышением ста-
тических напряжений в области сварного шва действовали допол-
нительные вибрационные напряжения, создающие условия уста-
лостного нагружения при асимметричном цикле. Влияли также
и остаточные напряжения, поскольку такие сосуды при изготов-
лении обычно не подвергаются термообработке для снятия внут-
ренних напряжений.
Однако главной причиной разрушения была большая концен-
трация напряжений на линии пересечения поверхностей вали-
кового шва и сосуда, которую можно снизить, обеспечив плавный
переход от металла шва к корпусу сосуда.
Отличительной особенностью многих усталостных разрушений
является наличие на поверхности излома весьма характерного,
ярко выраженного рельефа (рис. 11.6). В некоторых случаях для
выявления характерных полос усталостного рельефа используют
метод фрактографии изломов с применением электронного микро-
скопа типа стереоскан. При таком анализе можно определить
число циклов развития усталостной трещины, а следовательно,
скорость распространения усталостной трещины при различных
условиях.
На поведение металлов существенное влияние оказывает ра-
бочая среда, причем в рассматриваемых примерах усталостное
разрушение чаще происходило в коррозионных средах. Кор-
розия увеличивает скорость распространения трещин и образо-
вание на поверхности металла коррозионных питингов (язвин),
которые ускоряют появление усталостных трещин. В работе Эй-
ерса [5] приведен пример коррозионно-усталостного поврежде-
ния. После шести лет эксплуатации коллектора питательной воды
высокого давления были обнаружены трещины в полых стальных
430
шпильках фланцевого соединения длиной 600 мм, диаметром
52 мм. При выбранном для конструкции фланцевого соединения
соотношении длины шпилек с толщиной фланцев происходило
ощутимое запаздывание в выравнивании температур фланца и
шпилек, что не обеспечивало соответствующей плотности соеди-
нения. Анализ показал, что усталостные разрушения шпилек
в этом случае происходили вследствие периодического попадания
воды на их поверхность с образованием коррозионных язвин. Было
также обнаружено, что в металле шпилек содержалось большое
количество включений, которые способствовали развитию трещин.
Трещины часто возникали около конструктивных концентраторов
напряжений, таких, как отверстия, галтели, концы резьбы.
Рассмотренный пример наглядно иллюстрирует комплексный
характер причин, обусловливающих усталостные разрушения
в эксплуатации: конструктивные концентраторы напряжений,
температурные градиенты и термические напряжения, повторное
нагружение, агрессивная окружающая среда и некачественная
сталь.
11.2.3. Ползучесть и длительная прочность. Методы расчета
высокотемпературных сосудов давления с учетом влияния про-
цесса ползучести рассмотрены в гл. 3. Тём не менее, если реко-
мендованный расчет выполнен с необходимой тщательностью, веро-
ятность эксплуатационных разрушений остается в тех случаях,
если реальные рабочие параметры и фактические характеристики
ползучести материалов отличаются от расчетных. На рис. 11.7
Рис. 11.7. Микроструктура разрушенного участка трубы паропере-
гревателя из молибденовой стали [8]
431
показана микроструктура межзеренного разрушения вследствие
ползучести участка трубы пароперегревателя.
Одной из наиболее распространенных причин разрушений
от ползучести нагруженных давлением обогреваемых элементов
котлов является различие между фактической эксплуатационной
и расчетной температурами.
В условиях непосредственного нагрева пламенем образова-
ние слоя окалины или другого изолирующего слоя на поверх-
ности металла представляет основную причину перегревов. Осаж-
дение на поверхности теплопередающих элементов алюмосили-
катов кальция или йатрия вследствие недостаточной очистки
питательной воды приводит к короблению футеровки топочных
сводов и водяных труб, образованию течи в местах соединения труб
с трубными досками, провисанию и разрыву водяных труб. Из-
менение режима эксплуатации установки может также привести
к резкому повышению температуры металла. Так, разрушение
пароводяного тракта котла [10] произошло вследствие перегрева
труб. Когда в котле оставалось небольшое количество воды,
были перекрыты клапаны, что при включенных местных нагре-
вательных элементах привело к перегреву и разрушению труб.
При исследовании структуры участков разрушенных труб была
обнаружена существенная сфероидизация карбидной фазы, сви-
детельствующая о перегреве, достигающем 600—650° С.
Изменения микроструктуры металла помогли точно установить
причину разрушения, однако во многих случаях эти изменения
могут быть причиной повреждения металла. Изменения микро-
структуры нередко приводят к изменению свойств ползучести
материала, вследствие чего находящийся в длительной эксплуа-
тации материал уже не будет отвечать требованийм, первоначаль-
но принятым в расчетах.
Подобные изменения микроструктуры могут происходить не
только при эксплуатации, но и при изготовлении, например в про-
цессе сварки. Поэтому очевидно, что конструктор должен хорошо
знать характеристики' ползучести не только основного металла,
но и сварных соединений. Важно также помнить, что в зонах тер-
мического влияния сварки металл листа может иметь свойства
ползучести, отличающиеся от свойств металла в удаленных от
шва частях. В частности, целый ряд конструкционных сталей
характеризуется весьма низкой длительной пластичностью ме-
талла в зоне термического влияния сварки. Подобные поврежде-
ния и разрушения возникали в толстостенных частях сосудов
давления, изготовленных из нержавеющих аустенитных сталей,
в особенности содержащих ниобий [11].
Свойства ползучести материала могут изменяться и во время
других технологических операций. Так, трубы пароперегрева-
теля, изготовленные из стали, содержащей 12% Сг, Мо и V,
разрушились на участках холоднодеформированных гибов, не
подвергавшихся последующей термической обработке [12]. Это
432
Рис. 11.8. Графитизация в зернах перлитной стали [7] (X 262,5)
Рис. 11.9. Трещина, образовавшаяся параллельно оси шва в зоне тер-
мического влияния сварки трубы, изготовленной из стали, содержащей
0,5% Мо [7]
28 Р. Никольс
Рис. 11.10. Изменение пластичности стали:
а — содержащей 0,5% Мо; б — хромомолиб-
деновой; сплошные линии — нормализация
при 950° С; штриховые — нормализация 4-
-|- отпуск при 690° С, 5 ч
привело к интенсивному межзе-
ренному трещинообразованию ме-
талла гнутых участков труб, при-
чем было установлено, что после
эксплуатации при рабочей темпе-
ратуре 520—550° С вследствие хо-
лодного наклепа снизились харак-
теристики длительной прочности
материала.
Стуктурные изменения могут
возникнуть в материале в резуль-
тате длительного воздействия тем-
пературы и напряжения. При этом
возможно изменение механических
свойств металла, особенно в ди-
сперсионно-твердеющих сплавах
и некоторых легированных сталях.
Указанные структурные измене-
ния включают рост зерна, явле-
ния рекристаллизации и возврата, выделение легированных кар-
бидных, нитридных и интерметаллидных соединений, сфероиди-
зацию и выделение вторичных фаз и в конечном итоге графити-
зацию стали вследствие распада карбидов (рис. 11.8). Все эти
изменения в структуре влияют на характеристики ползучести
металла и приводят к повышению вероятности разрушений от
ползучести. На электростанциях известно несколько случаев
разрушений элементов, работающих под давлением, которые
произошли вследствие образования свободного графита в виде
чешуйчатых прослоек вблизи сварных швов (рис. 11.9) в сталях,
содержащих высокие добавки алюминия ИЗ]. Поскольку при тем-
пературах выше рабочих графит и железо термодинамически
более, стабильны, чем цементит, рассматриваемая проблема может
быть решена правильным выбором химического состава сталей.
В свое время было показано [14], что разрушения, связанные
с графитизацией, характерны для сталей, содержащих 0,5% Мо
(рис. Ц.10). Поэтому химический состав стали должен выбираться
только по результатам испытаний на ползучесть достаточной дли-
тельности.
Напомним, что причиной взрыва пароперегревателя котла
на электростанции Бримсдаун явилась сфероидизация структуры
металла [15]. Затруднения в начальный период эксплуатации
способствовали работе труб при недопустимо высоких температу-
рах, что вызвало сфероидизацию микроструктуры стали, содер-
434
жащей 1% Сг и 0,5% Мо. Кроме того, были обнаружены явные
признаки окисления и трещинообразование в зоне отверстия,
ослабляющего стенку трубы. Случай одновременного действия
нескольких факторов, способствующих разрушению, наиболее
типичен для большинства повреждений, что часто затрудняет
выявление основной причины разрушения,
11.2.4. Коррозия и коррозия под напряжением. Большой
процент разрушений сосудов давления (31%) связан с явлением
коррозии металла [1]. Интенсивный процесс общей коррозии,
в результате которого утоняются стенки, приводит к перенапря-
жению конструкции и ее разрушению. Так, например, применяе-
мый для пуска дизеля воздушный баллон, толщина стенки которого
вследствие коррозии уменьшилась с 6,4 до 1,6 мм [5], присоеди-
нен к выпускной системе дизеля и подвергался воздействию га-
зовой смеси, содержащей углекислый газ и сернистые соединения.
В этих условиях на поверхности, разрушенной коррозией, от-
ложились карбонат и сульфат железа:
Можно также считать, что коррозия — фактор, ускоряющий
возникновение и распространение усталостных трещин. Необ-
ходимо подчеркнуть, что влияние коррозии на прочность кон-
струкции не исчерпывается общим уменьшением поперечного
сечения элементов, поскольку не менее существенны процессы
локальной коррозии, как, например, питинговой или межкри-
сталлитной, так как образовавшиеся в этих условиях язвины
или питинги становятся концентраторами напряжений. Питинги
часто возникают в местах медленного течения среды или в застой-
ных зонах, что характерно для режима остановки оборудования,
а также для условий контакта с умеренно агрессивной средой,
когда коррозионный процесс происходит в нескольких локальных
зонах, где коррозионная стойкость материала наименьшая.
Межкристаллитная коррозия часто наблюдаемся в сплавах,
в которых частицы второй фазы или примеси концентрируются
, по границам зерен или вблизи сварных швов, образуя в этих зо-
нах наиболее ослабленные участки металла. Пример межкристал-
литной коррозии конца никелевой пластины показан на рис.
11.11 [27]. При термической обработке пластина подвергалась
воздействию атмосферы печи, содержащей сернистые соединения.
В результате химического взаимодействия на границах зерен
произошло ослабление связей в металле, которое могло привести
к трещинообразованию и последующему разрушению. Этот при-
мер свидетельствует о том, что для случаев, где коррозия подоб-
ного типа служит определяющим фактором, металлографиче-
ское исследование зон, подвергавшихся наиболее интенсивному
коррозионному воздействию, дает более точную оценку опасности
разрушения, чем общепринятые данные по потере массы.
Наиболее опасна коррозия, при которой быстрое распростра-
нение трещин обусловливается действием напряжений. Почти
каждый металл или сплав имеет свою критическую среду, которая
28* 435
Рис. 11.11. Межкристаллитное разрушение (X 120)
характеризуется наибольшим коррозионным воздействием на ма-
териал, работающий под напряжением. Для углеродистых сталей
примером коррозии под напряжением является щелочная хруп-
кость, а в аустенитных сталях коррозионное растрескивание под
напряжением возникает при высокой концентрации хлоридов
или щелочей в растворах электролитов. В среде воздуха или кис-
лорода этот процесс обычно интенсифицируется.
В работе [16] приведен пример типичного разрушения сварных
труб, выполненных из аустенитной стали, которые пропускали
воду, содержащую хлориды. Большинство трещин возникло
вблизи сварных швов с высокими остаточными напряжениями
после холодной гибки.
Даже миллионных долей концентрации хлоридов было бы
достаточно для возникновения такой коррозии под напряжением,
которую можно предотвратить только термической обработкой
труб после сварки.
При нарушениях режима работы оборудования во время пусков
или остановов может начаться коррозия под напряжением, хотя
по заданным условиям эксплуатации ее быть не должно. Напри-
мер, Тилып [7] описывает случай появления течи в трубопро-
водах, выполненных из нержавеющей стали типа 321, в результате
образования коррозионных трещин, которые развились за время
простоя оборудования при незапланированном перепуске кон-
денсата, содержащего до пяти миллионных долей хлоридов.
436
Другой причиной подобных разрушений является воздействие
раствора с высокой концентрацией хлоридов или других химиче-
ских элементов на внешнюю сторону конструкции. Как правило,
это происходит при выщелачивании изоляционных набивок и
уплотнений и локальной концентрации солей, образующихся
при выпаривании небольшого количества раствора, который
попадает на горячую стенку трубы. Известны примеры такого
разрушения сосудов сахароваренной промышленности, изготов-
ленных из аустенитной стали, которые периодически наполняются
водой, содержащей 0,055—0,22 г/л хлоридов натрия [44]. Ча-
стично вода через уплотнение попадала в пространство, образо-
ванное стенкой сосуда и двумя кольцевыми конструктивными
элементами, и испарялась с внешней поверхности сосуда (рис.
11.12, а). Действие хлоридов высокой концентрации при выпари-
вании и остаточные напряжения в стенке сосуда привели к обра-
зованию типичных коррозионных трещин (рис. 11.12,6).
В аустенитной стали эти трещины обычно — транскристал-
литные, такие, как на микроснимке (рис. 11.12, 6), и часто имеют
ветвистый характер. Однако коррозионное растрескивание под
напряжением может быть и межкристаллитным, например в неко-
торых никелевых и малоуглеродистых сталях в условиях щелоч-
ной среды. Очень важно учитывать термические и остаточные
технологические напряжения.
На рис. 11.13, а показана трещина, обнаруженная в разрушив-
шемся автоклаве, изготовленном из малоуглеродистой стали,
который работал в контакте со средой, содержащей натриевые
и гидроксильные ионы [17]. Сварные швы, выполненные для пре-
дохранения от течи сосуда, не подвергались термообработке для
снятия остаточных напряжений. Как видно из рис. 11.13, а,
испарителе, изготовленном из аустенитной стали [44]!
а — расположение зоны возникновения трещин; б — типичные транскристаллитные тре-
щины (Х250); 1 — воздушный вентиль; 2 — уплотнение; 3 — уплотнительное кольцо;
4 — опорное кольцо; 5 — паровая рубашка
Рис. 11.12. Трещины в
437
Рис. 11.13. Коррозионные трещины автоклава в зоне сварки:
а — типичные трещины (Х2,5); б — микроструктура межкристаллитной тре-
щины (X 60)
трещины развиваются от впадин зон термического влияния сварки
Трещины распространяются обычно в направлении зоны с ма-
ксимальными остаточными напряжениями.
Исследования (рис. 11.13,6) показали, что межкристалличе-
ский характер этих трещин, вероятно, напоминает разрушение
вследствие щелочной хрупкости из-за высоких остаточных на-
пряжений, возникших при восстановительном ремонте, внутрен-
ней поверхности сосуда методом наплавки.
Другим, не всегда допустимым следствием коррозионного
процесса является образование продуктов коррозии. Формирую-
щиеся на поверхности окислы атмосферной или высокотемпера-
турной коррозии занимают объем больший, чем металл, из которого
образовались окислы. Находясь в ограниченном пространстве
трещины, продукты коррозии вызывают дополнительные напряже-
ния, таким образом, изменение объема в системе из-за образования
окислов является потенциальной опасностью разрушения [29,
30]. Подобные повреждения можно предупредить надлежащим
конструированием и правильным выбором материалов сварных
швов, шпилек или болтов.
Продукты коррозии могут также снизить прочностные свойства
или способствовать охрупчиванию металла. Одним из подобных
примеров является пережог стали или окисление по границам
зерен у некоторых сплавов. Другим примером может служить
водородная хрупкость стали и возникновение водородных трещин
в тех случаях, когда образующийся в результате коррозионного
процесса водород проникает внутрь металла (рис. 11.14) [27].
В таких металлах, как цирконий, это явление может привести
к выделению в металле хрупкого гидрида циркония в форме тон-
ких пластинок, которые разрушают металл подобно микротре-
щинам или надрывам [28].
В некоторых случаях водород, образовавшийся при коррозии,
вызывает вспучивание металла. На рис. 11.15 показано такое
повреждение внутренней поверхности цилиндрической железно-
дорожной цистерны, служащей для перевозки концентрирован-
ной серной кислоты. Этот пример свидетельствует о необходимости
тщательного выбора материалов, работающих в контакте с кор-
розионными средами. Использованная для изготовления этой
цистерны малоуглеродистая сталь практически не подвергается
коррозии в среде концентрированной серной кислоты, но недо-
статочно стойка в среде разбавленной серной кислоты, образую-
щейся на поверхности металла в тех случаях, когда одновременно
конденсируются водяные пары. Подобные изменения свойств
окружающих сред должны учитываться при пуске и останове
теплосилового оборудования электростанций. На этих режимах
работы вследствие коррозии образуется водород, который спосо-
бен проникать внутрь металла. Так как сталь имеет дефекты
в виде шлаковых включений, то водород накапливается в них
и создается локальное повышение внутреннего давления.
439
Рис. 11.14. Микроструктура водородной трещины трубы котла
Рис. 11.15. Вспучи-
вание в стенке ци-
стерны [45]
11.2.5. Быстрое разрушение. В литературе наиболее часто
описываются случаи хрупкого разрушения стальных конструк-
ций. Эти разрушения связаны с внезапным и быстрым распростра-
нением трещин и происходят большей частью при уровнях напря-
жений ниже расчетных. Хрупкое разрушение конструкций,
изготовленных из углеродистых и низколегированных сталей,
происходит при небольшой деформации, предшествующей разру-
шению, и при температурах ниже переходной температуры дан-
ного материала или данной конструкции, при этом кристаллич-
ность излома характера для хрупкого отрыва, по определенным
кристаллографическим плоскостям.
Хрупкие разрушения могут возникать и в других металлах
и сплавах, однако их не всегда можно связать с переходной тем-
пературой и излом не всегда имеет упомянутый выше характер.
Такие разрушения целесообразно характеризовать как быстрые
разрушения (см. гл. 4).
Быстрое разрушение возникает тогда, когда значение напряже-
ния в зоне концентрации или около дефектов превышает величину
критического напряжения, определяемого вязкостью разруше-
ния, которая изменяется с изменением температуры материала
и интенсивностью роста напряжений в зоне дефекта. Следова-
тельно, можно предположить, что быстрое разрушение соответ-
ствует конечной стадии разрушения сосудов давления (исключая
случаи повреждения при интенсивном короблении или появлении
течи).
Такие явления, как ползучесть, усталость, коррозия и кор-
розия под напряжением, ускоряют возникновение и рост трещин
до критического размера, дальнейшее развитие которых харак-
теризуется быстрым разрушением. Таким образом, хрупкие раз-
рушения характеризуются целым рядом факторов.
Однако хрупкое разрушение может наступить только при
существовании в материале дефектов критического размера или
недостаточной вязкости. Подобные разрушения чаще всего проис-
ходят\на ранних стадиях эксплуатации сосудов давления и наи-
более вероятны при изготовлении сосуда или его первом гидрав-
лическом испытании.
Существенно снизить опасность хрупкого разрушения можно
термической обработкой для снятия остаточных напряжений,
а также во многих случаях за счет перенапряжения при гидравли-
ческом испытании (18]. Например, разрушение до эксплуатации
крупного сосуда, выполненного из малоуглеродистой стали тол-
щиной 20 мм, произошло в результате образования трещин в ос-
новном металле и в сварном шве, соединяющим цилиндрическую
часть сосуда с днищем.
Исследования показали, что причиной образования трещин
в основном металле явилось ухудшение характеристик вязкости
металла вследствие местного упрочнения, возникшего при обрезке
кромок листа без подогрева, и, кроме того, дополнительного
441
Рис. 11.16. Разрушенная часть сосуда:
а — общий вид (расположение трещин!»! указано стрелкой);
б — очаг разрушения
образования надрывов и других повреждений металла листа.
Способствующими появлению трещин факторами были общая
низкая вязкость разрушения металла и то обстоятельство, что
сварка производилась при относительно низкой окружающей
температуре 44° С, которая оказалась ниже переходной темпера-
туры металла.
В другом случае разрушение сосуда давления диаметром
около 3 м произошло при гидравлическом испытании, проведен-
ном после его тридцатилетней эксплуатации [20]. Сосуд (рис.
11.16, а) первоначально использовался для хранения газойля
при давлении 7,4 кгс/см2, а незадолго до разрушения в нем хра-
нился жидкий пропан. За 10 лет до разрушения сосуд прошел
гидравлические испытания при давлении 11 кгс/см2, а взрыв
произошел во время испытания при давлении 12,6 кгс/см2. Тре-
442
щина образовалась в переходной зоне от конической к цилиндри-
ческой части сосуда, что было определено по расположению шев-
х ронов на изломе (рис. 10.16, а). Причиной возникновения трещины
был небольшой дефект в зоне шва, приваривающего головку за-
клепки к корпусу сосуда. Усиливали действие этого дефекта
слишком малый радиус перехода от конической к цилиндрической
части сосуда, остаточные напряжения, эффекты деформационного
старения при сварке полуспокойной листовой стали, и вероятно,
усталостные процессы.
Не вызывает сомнения, что при ремонте, очистке, модерни-
зации или переделке существующих сосудов необходимо исклю-
чить условия, способствующие возникновению новых дефектов,
или применение материалов, не соответствующих их назначению.
К сожалению, иногда работы, выполненные в силу производствен-
ной, необходимости, не удовлетворяют современным требованиям
проведения ремонта сосудов класса I. Так, например, произо-
шел взрыв трубопровода диаметром 760 мм, изготовленного из
высокопрочной стали, который работал при давлении 65 кгс/см2
и температуре 13° С [19]. Взрыв произошел на длине около 20 м,
через неделю после окончания ремонтных работ по устранению
течи. Трещина возникла в зоне, смежной со швом приварки к трубо-
проводу ремонтной накладки диаметром 300 мм и толщиной 13 мм,
и затем быстро распространилась в двух направлениях. Это раз-
рушение можно объяснить образованием трещин в зоне терми-
ческого влияния сварки в листовой стали, содержащей 0,3% С,
вследствие недостаточного ее прогрева при сварке и применения
электродов с рутиловым покрытием.
Несмотря на то что термическая обработка снижает опасность
хрупкого разрушения, при некоторых обстоятельствах возможно
разрушение сосудов и после термообработки. Так, в случае раз-
рушения корпуса теплообменника ядерного реактора Зицуэлл
во время гидравлического испытания (рис. 11.17) начальная тре-
* щина возникла в области сварного шва, соединяющего штуцер
с корпусом [21]. Дополнительные напряжения от массы воды,
использованной для гидравлического испытания, и динамичес-
кого нагружения при соскальзывании корпуса с опоры послужили
непосредственной причиной быстрого разрушения. Режимы тер-
мической обработки для снятия остаточных напряжений в стали,
содержащей Мп, Сг, Мо и V, могут оказаться неудовлетворитель-
ными для исправления дефектов структуры с низкой вязкостью
разрушения в зоне термического влияния сварки [22].
Другим примером разрушения при гидравлическом испыта-
нии является разрыв барабана котла высокого давления длиной
около 20 м, диаметром 1700 мм электростанции Коккензи в Шот-
ландии (рис. 11.18, а) [23]. Методы конструирования, изготовле-
ния, термической обработки и контроля барабана соответствовали
требованиям стандарта BS 1113, 1958 г.; кроме того, при его изго-
товлении были повышены требования контроля к качеству металла.
443
Рис. 11.17. Часть корпуса теплообменника Зицуэлла после
разрушения
Тем не менее разрушение барабана произошло в месте образова-
ния трещины длиной 330 мм и глубиной около 90 мм. Эта трещина
хорошо видна на поверхности излома (затемненный участок на
рис. 11.18, б). Полагают, что указанный инициирующий дефект
появился в процессе термообработки и был тесно связан с двумя
концентраторами напряжений — угловым сварным швом и шту-
цером подвода воды от экономайзера. Размер этого дефекта ока-
зался достаточным для возникновения нестабильного разруше-
ния при гидравлическом испытании без дополнительного дей-
ствия остаточных напряжений. ’
Этот пример подчеркивает важность тщательного анализа
возможности возникновения и распространения дефектов до на-
чала эксплуатации сосуда. В рассматриваемом случае, с одной
стороны, после изготовления барабана при контроле не были вы-
явлены дефекты в нем и, с другой стороны, инициирующий де-
фект, имеющий темную окисленную поверхность, образовался
на ранней стадии термообработки.
Следующий пример показывает, что хрупкое разрушение
является проблемой не только углеродистых и низколегирован-
ных сталей. Воздушный резервуар [25], выполненный из мартен-
ситной нержавеющей стали с пределом прочности НО кгс/мм2
в соответствии со стандартом BS 970, разрушился во время гидрав-
лического испытания при давлении 630 кгс/см2 после срока службы
400—500 циклов рабочих нагружений при номинальном напря-
жении 4,2 кгс/мм2.
На рис. 11.19 показана половина разрушенного сосуда (при
разрушении сосуд разделился на две части), на которой в области В
444
Рис. 11.18. Разрушенная часть барабана
электростанции Коккензи:
а — общий вид; б — участок с трещиной около
штуцера экономайзера-
Рис. 11.19. Половина раз-
рушенного сосуда давле-
ния [25]
и ниже участка А видны трещины. На участке С трещина возникла
у конца нарезки резьбы, где интенсивно корродировал металл.
Можно предположить, что в процессе эксплуатации на участке
сосуда с внутренней резьбой развились мелкие коррозионные тре-
щины, в результате чего образовались язвины.
Коррозионному растрескиванию способствовали: использо-
вание концевых пробок из алюминиевой бронзы; неправильно
выбранный метод термообработки стали; недостаточное содержа-
ние кислорода, необходимого для создания на поверхности ме-
талла надежной защитной пленки окислов хрома. Наряду с этим
в результате коррозионного взаимодействия образовался водо-
род, часть которого, абсорбируясь на поверхности металла, спо-
собствовала появлению водородной хрупкости, для которой,
как известно, характерно образование трещин в стали, термо-
обработанной до указанного уровня прочности.
445
Рис. 11.20. Трещины в поперечном сечении сварных
швов труб из легированной стали [31 ]
Таким образом, в рассматриваемом примере^коррозионная
среда привела к охрупчиванию материала, что способствовало
ускоренному распространению образовавшихся мелких трещин.
11.2.6. Материал. При анализе многих разрушений возникает,
по крайней мере в ряде случаев, вопрос о правильности выбора
материалов для использования в данной конструкции в соот-
ветствии с условиями ее изготовления и эксплуатации. Разруше-
ния, вызванные ползучестью, коррозией или усталостью мате-
риала, свидетельствуют о недостаточной сопротивляемости выб-
ранных материалов действию этих факторов, а разрушения в про-
цессе производства сосуда во многих случаях происходят из-за
несоответствия материала применяемым технологическим про-
цессам. Л
Разрушения, связанные с материалом, можно классифици-
ровать на следующие группы, обусловленные: каким-либо его
свойством; недостаточной требовательностью спецификаций; слу-
чайной заменой выбранного материала другим; непредусмотрен-
ным изменением свойств материала в процессе производства
и эксплуатации сосуда.
Недостаточный уровень требований к материалу в специфи-
кации привел в описанном Аткинсоном случае к неправильному
выбору материала [31 ]. При изготовлении партии труб диамет-
ром 67 мм с толщиной стенки 11 мм применялась дуговая сварка.
При последующем гидравлическом испытании в зонах, смежных,
со сварными швами, была обнаружена сильная течь.
Показанное на рис. 11.20 сечение одного из стыковых сварных
соединений свидетельствует о том, что для этой стали нельзя
использовать дуговую сварку, которая вызывает интенсивное
трещинообразование. При химическом анализе установлено, что
446
трубы были изготовлены из легированной стали, содержащей
0,4% С, 1,5% Ni и 1,1% Сг, а сваривались по технологии, приме-
няемой для малоуглеродистых сталей без предварительного и
сопутствующего подогрева. ,
Указанных повреждений можно избежать более тщательным
составлением спецификаций и своевременным контролем химиче-
ского анализа при плавке.
Использование материала, не соответствующего выбранному, —
одна из серьезных причин разрушений сосудов даже в случае
соблюдения особых предосторожностей. Тильш [7] приводит
несколько подобных примеров, а также примеры разрушений
соединений, которые выполнены из нержавеющей стали типа 304
с плавочными сертификатными данными, удовлетворяющими тре-
бованиям ASTM.
Исследования конструкции после хрупкого разрушения пока-
зали, что в действительности детали были изготовлены из сплава
монель. Применение сварных труб, которые по спецификации
были обозначены как бесшовные, также послужило причиной
ряда разрушений, в частности при пуске атомной подводной
лодки [7]. Аналогичны причины разрушения паропроводов диа-
метром 200 мм, описанных Фуксом [32].
Неправильный выбор электродов также может привести к раз-
рушению. В частности [33], причиной образования трещин и
появления течи в теплообменниках, которые были изготовлены
из стали, содержащей 1,25% Сг и 0,5% Мо, послужил наплав-
ленный металл, имеющий всего около 0,25% Сг и 0,125% Мо.
I. Зачастую имеют место колебания химического состава шва
при переходе легирующих элементов из металла электродов в ме-
талл шва. При этом ухудшенный химический состав шва часто
приводит к разрушению труб и сосудов, выполненных из хромо-
молибденовых сталей после 3—4 лет эксплуатации [34].
Совершенно иной причиной разрушений являются дефекты,
размеры которых превосходят критические.
ь . В гл. 5 и 6 приведены примеры возникновения и развития
трещин чешуйчатого типа под валиковыми швами при расслое-
нии металла вследствие образования водородных трещин. Напри-
мер, дефект в виде расслоения стенки трубы привел к разрушению
компенсатора главного паропровода диаметром 254 мм на длине
1728 мм. В данном случае расслоение металла происходило под
углом к поверхности трубы и вызывалось действием термиче-
ских изгибающих нагрузок. После шестилетней эксплуатации
возникшие трещины привели к разрушению трубы (рис. 11.21).
Можно предположить, что расслоение материала произошло в ме-
сте первоначальной асимметричной усадочной рыхлости, которая
не была удалена во время прокатки [6].
Разрушение кованого газового цилиндра, изготовленного из
низколегированной стали, также связано с расслоением металла.
Трещина длиной —50 мм располагалась на середине длины внут-
447
Рис. 11.21. Трещины в трубе, обусловленные расслоением мате-
риала (X 0,25)
ренней поверхности цилиндра. В течение семи лет эксплуатации
трещина, образованная при ковке или термообработке, развив-
шись, достигла наружной поверхности цилиндра, что привело
к образованию течи (рис. 11.22). Общее повреждение конструкции
было незначительным ввиду того, что материал имел достаточно
высокую вязкость.
Следует отметить, что, кроме включений, расслоения пор и
и трещин, в металле возможны и различные структурные изме-
нения. Локальное изменение размера зерен или выделение вторич-
ной фазы (структурные дефекты) приводят к изменению свойств
металла [6].
11.2.7. Сварка. Причины возникновения трещин в процессе
сварки материалов рассмотрены в гл. 5 и сварки сосудов —
в гл.-6. Были отмечены характерные особенности образования
трещин под валиковыми швами, в наплавленном металле и в зоне
термического влияния сварки и предложен ряд мер, исключаю-
щий их появление. Наиболее важен правильный выбор материала,
метода контроля процесса сварки и соответствующей термиче-
ской обработки после сварки. При этом во многом приходится
полагаться на знания и опыт квалифицированных мастеров.
Приведенные ниже примеры не следует считать типичными при-
мерами отклонения производства ответственных конструкций,
работающих под давлением.
Подготовка — это первый этап сварки. Например, недостаточно
тщательно выполненные отверстия могут служить потенциальным
источником разрушения [31 ].
На рис. 11.23 показано три стыковых шва в укрепляющем
кольце, приваренном к участку с отверстиями в сосуде давления,
изготовленном из малоуглеродистой стали. После определенного
периода эксплуатации сосуд был реконструирован на монтажной
площадке путем сварки дополнительных отводов. Размер новых
отверстий потребовал их укрепления, но работа была поручена
недостаточно квалифицированному по сварке сосудов давления
персоналу. Вследствие непонимания функций укрепляющего
448
кольца его разрезали на несколько частей и затем пытались сты-
ковать их в рабочем положении на сосуде.
На рис. 11.23 показано три стыковых шва (с надлежащим
образом подготовленными кромками) между двумя частями кольца.
Для компенсации зазоров в кольцо вставлены дополнительные
пластины без скоса кромок, в результате чего даже в наплавлен-
ном металле образовались трещины.
Потенциальный источник разрушения стыкового шва авто-
клава с рабочим давлением 7 кгс/см2 — узкая разделка кромок
(рис. 11.24). Внутри шва имелось шлаковое включение и недоста-
точное проплавление боковой кромки. По существу через всю тол-
щину сварного шва проходит трещина,
и отсутствие течи в шве обеспечивалось
только подкладным кольцом.
Неправильный выбор электродов так-
же может привести к возникновению де-
фектов в сварном шве. Так, например,
маркировочные знаки (клейма) на газовых
баллонах высокого давления [31 ] были по-
ставлены в зоне наплавленного металла
продольных сварных швов (рис. 11.25, а).
Поскольку выбранный наплавленный ме-
талл не был пригоден для сварки высоколе-
гированной стали, трещины образовались
вокруг клейма в наплавленном металле
(рис. 11.25,6).
Касание дугой основного металла и
запаздывание электрода могут привести
к образованию дефектов, аналогичных по-
казанным на рис. 11.26. Кроме того, такие
дефекты могут быть вызваны использова-
нием плит, улучшающих контакт, или
предохранительных асбестовых5одеял (см.
п. 13 BS 2663, 1966 Г.). '7^^
Необходимо отметить, что даже наибо-
лее квалифицированные сварщики могут
иногда варить швы с дефектами, особенно
когда сварка выполняется в условиях
спешки или в состоянии нервного^напря-
жения' или физической усталости, в трудно-
доступных местах.
Рис. 11.22. Поперечный разрез разрушенного паро-
провода
449
29 р. НИКОЛЬС
На рис. 11.27 показан стыковой шов паропровода толщиной
25 мм, выполненный вручную дуговой сваркой, которая выполня-
лась высококвалифицированным сварщиком в условиях спешки.
Швы содержат крупные шлаковые включения, а главное, трещины
в корне шва. Этот пример указывает на необходимость тщатель-
ного контроля за качеством сварочных работ, в то время как
существует мнение, что при сравнительно простой методике объем
контроля завершающей стадии работ можно уменьшить. Выска-
450
занное положение основано на опыте производства сварочных
работ сосудов высокого давления и конструкций, от быстрого
окончания которых зависит выполнение срока по контракту.
На рис. 11.28 показано применение вставок в узле соединения
дренажа с пароохладителем [17], отверстие дренажной камеры
которого было выполнено некачественно. Это привело к коррози-
онной усталости материала и образованию трещин, явившихся
причиной утечки пара.
Недостаточно продуманный профиль разделки шва служит
потенциальным источником концентрации напряжений, Которая
может вызвать усталостное повреждение или хрупкое разрушение.
Сопротивление усталостному разрушению стыкового сварного
соединения снижается в 2 раза при правильном выборе формы
сварного шва [35 ]. На рис.. 11.29 показаны типичные зоны располо-
жения усталостных трещин, появление которых определялось
в основном конфигурацией профиля швов и линий пересечения
поверхности шва с поверхностью основного металла. Пример
усталостного разрушения подобного типа показан на рис. 11.5.
Загрязнения металла шва случайными примесями ухудшают
качество сварного шва. Случайное возникновение дуги между
свариваемой деталью и бронзовой сварочной головкой или кон-
такт с различными частями сварочных машин, а также нарушение
правил использования магнитно-порошковой дефектоскопии вы-
зывают местное повышение концентрации меди, которое при опре-
деленных условиях приводит к образованию многочисленных
паукообразных трещин [31 ].
Другой пример загрязнения медью шва паропровода низкого
давления показан на рис. 11.30, а. В процессе кислородно-ацети-
леновой сварки сварное соединение дало трещины у конца под-
кладного кольца. В результате металловедческих исследований
Рис. 11.24. Макроструктура стыкового шва сосуда давления (дефекты
шлакового включения и недостаточного бокового проплавления) [8 ]
29* 451
Рис. 11.25. Вид трещин зоны термического влияния сварки:
а — после травления; б — после магнитно-порошковой дефектоскопии
было установлено, что шов загрязнен медью в виде окалины,
образовавшейся на внутренней поверхности трубы, которая перед
сваркой не была очищена должным образом. Межкристаллитное
распространение пленок меди произошло в перегретом металле,
в зоне термического влияния сварки (рис. 11.30,6).
11.2.8. Термическая обработка. Известно, что применяемая
для улучшения механических свойств стали термообработка
закалкой с отпуском может привести к образованию трещин.
Очевидно, что трещины могут образовываться также и при более
простом виде термообработки (отпуске), применяемом для снятия
остаточных сварочных напряжений [36].
Рассматривая эту проблему, необходимо подчеркнуть, что по-
вреждения редко возникают в сосудах, изготовленных из мало-
452
Рис. 11.26. Ожоги дугой и касаниями электродом
в стыковом шве паропровода, изготовленного из леги-
рованной стали [8]
Рис. 11.27. Сечение стыкового шва паропровода
Рис. 11.28. Использование вставок в узле соединения дренаж-
ного кармана с пароохладителем
углеродистой стали, с относительно тонкими стенками, и их прак-
тически нет при обычной эксплуатации сосудов, выполненных
из углеродистомарганцевых и углеродистомарганцевониобиевых
сталей, с толщиной стенки до 32 мм.
Трещины при повторном нагреве обычно возникают в толсто-
стенных сосудах, изготовленных из легированных сталей. В пе-
риод 1960—1965 гг. тщательно изучалось образование трещин
при термообработке изделий, изготовленных из аустенитных ста-
лей и, в частности, из стали типа 347, содержащей 18% Сг, 12%Ni,
и 1% Мо. Позднее появилось несколько статей по этой проб-
леме для высокопрочных дисперсионно-твердеющих никелевых
сплавов. В отношении перлитных сталей этой проблемой стали
интересоваться с 1960 г., когда в Великобритании и ФРГ были
опубликованы материалы по некоторым жаропрочным и тепло-
устойчивым молибденовым, хромомолибденовым и хромомолибдено-
ванадиевым сталям. В последнее время проблема трещинообразо-
вания при повторных нагревах стала актуальной и для низко-
легированных конструкционных сталей в связи с применением
для крупных сосудов высокого давления толстолистового проката.
Рис. 11.29. Типичные зоны рас-
положения усталостных трещин
в сварных соединениях [35]:
а — поперечный необработанный
стыковой шов; б — поперечный сты-
ковой шов с подкладным элементом;
в — продольный стыковой или уг-
ловой шов; г — поперечный угло-
вой шов, передающий нагрузку;
д — поперечный ненагруженный уг-
ловой шов
454
Рис. 11.30. Трещины в сварных швах паропровода низкого давления,
загрязненных медью:
а — общий вид; б — микроструктура (Х50) межзеренных пленок меди
Полагают, что образование трещин при термической обра-
ботке обусловлено несколькими причинами. Наиболее часто тре-
щины возникают в процессе высокотемпературной выдержки
в зонах недостаточной длительной пластичности металла. В резуль-
тате слишком быстрого нагрева в начальной стадии термообра-
ботки возникающие термические напряжения суммируются в ос-
таточными напряжениями, что также приводит к образованию
трещин.
Ранее описывался случай хрупкого разрушения барабана котла
на электростанции Коккензи (см. рис. 11.18); причиной появ-
ления трещины в барабане послужили локальные термические
напряжения, возникшие на ранней стадии нагрева при терми-
ческой обработке для снятия остаточных напряжений.
Подобное разрушение сосуда давления в контуре газового
охладителя реактора произошло три термообработке для снятия
остаточных напряжений в его нижнем днище 137,42]. Две тре-
щины длиной около 840 и 3800 мм распространялись от линии
пересечения поверхностей с днищем (рис. 11.31). По-видимому,
эти трещины развились из нескольких мелких горячих трещин,
связанных с сернистыми включениями, под влиянием дополни-
тельных термических напряжений, вызванных чрезмерно быстрым
нагревом до 300° С со скоростью 90° С/ч.
Ограничение содержания сернистых включений и тщательный
контроль скорости нагрева при термообработке исключают воз-
можность подобных разрушений.
Так, Эсбери (41 ] приводит примеры возникновения трещин
при повторном высокотемпературном нагреве вследствие низкой
длительной пластичности сварных толстос|рнных сосудов, из-
готовленных из стали типа 347, содержащей 18% Сг, 12% Ni
и'1% Мо. Межкристаллитные трещины располагались в зоне тер-
455
Рис. 11.31. Трещина в днище сосуда после повторного
нагрева
мического влияния сварки на расстоянии 7—8 мм от линии сплав-
ления. При этом внутри зерен были видны карбиды. В процессе
сварки произошло растворение карбида ниобия, который во время
нагрева после сварки в интервале температур 580—850° С выде-
лился внутри зерен, что привело к разрушению металла по гра-
ницам зерен.
Подобное явление характерно для малоуглеродистой аусте-
нитной стали типа 18-8. Из аустенитных сталей этой группы мало-
чувствительны к образованию локальных трещин при нагреве
стали, содержащие молибден. Практические рекомендации по
исключению локальных трещин при термообработке аустенит-
ных сталей, применяемых в толстостенных сосудах, сводятся:
1) к мерам по снижению величины деформаций в зоне терми-
ческого влияния сварки, т. е. к применению сварочных материа-
лов с пониженной прочностью при высокой температуре, к рацио-
нальному конструированию сварных соединений, зачистке сварных
швов с целью снижения концентрации напряжений;
2) к улучшению микроструктуры в зоне термического влияния
сварки с тем, чтобы повысить длительную пластичность металла
быстрым нагревом выше 950° С, применением более, высокого
предварительного подогрева (800—900° С) при сварке или
использованием сталей, наименее склонных к образованию [де-
фектов.
Вопросы возникновения трещин при повторном нагреве тепло-
устойчивых низколегированных сталей, в частности содержащих
456
молибден и ванадий, широко освещены в литературе [36]. Трещи-
нообразование часто бывает зернограничным по отношению к пер-
воначальному аустенитному зерну и может быть связано с внутри-
зеренным выделением карбида ванадия. Порообразование по гра-
ницам зерен приводит к разрушению этих сталей при длитель-
ном высокотемпературном разрыве [38].
Мюррей [37] при испытаниях на длительную прочность об-
разцов различных теплоустойчивых сталей с надрезом, имитирую-
щих условия работы сварных соединений, показал, что наиболее
чувствительна к возникновению трещин сталь, содержащая
0,5% Сг, Мо и V, так как образцы из этой стали разрушались при
650° С менее чем за 1 мин. Сталь, содержащая 0,5% Мо и бор,
разрушается при 600° С менее чем за 10 мин, а содержащая
2,25% Сг и Мо — за 20 мин. С другой стороны, углеродистые
и углеродистомарганцевые, а также легированные стали, содер-
жащие С, Мп, Мо, Ni и Nb и содержащие 1 % Сг и Мо, 2,25%
Сг и Мо, 5% Сг, Мо и 9% Сг и Мо, не имели разрушений при дли-
тельности испытаний более 1000 мин. В этой работе установлена
С-образная зависимость времени образования трещин от темпера-
туры. Отсюда следует, что если деталь можно нагреть в интер-
вале температур за небольшое время до образования трещин,
то термическая обработка для снятия остаточных напряжений,
проводимая при более высоких температурах, не вызовет трещи-
нообразования.
Практическая ценность этого положения была продемонстри-
рована Никольсом [36]. В корпусе барабана котла, изготовлен-
ного из стали, содержащей 0,09% С, 1,15% Si, 0,6% Мп, 1,7% Сг,
0,2%' Мо и 0,28% V, образовались трещины после термообработки
при 650—690° С. Впоследствии подобные конструкции были ус-
пешно термообработаны без трещинообразования медленным на-
гревом до 500° С с последующим быстрым нагревом до более
\ высоких температур в интервале 770—790° С. В различных низко-
легированных конструкционных сталях, в особенности в содержа-
щей бор стали Т1 и стали, содержащей 0,5% Мо и бор, были обна-
ружены трещины в зоне термического влияния сварки, обусловлен-
ные ползучестью во время термической обработки. Мюрреем [39]
было установлено, что сталь,, содержащая 0,5% Мо, В, наиболее
чувствительна к трещинообразованию при 600° С в течение 10 мин,
в то время как другие конструкционные стали (содержащие С
и Мп по BS 968 и С, Мп, Al, V, N) не имели трещин при длитель-
ности испытания более 1000 мин. В результате испытания 127
опытных составов сталей, содержащих Сг, Мо, V, В, S, Си, Мп,
Si, Ni, С, Р, Nb, Zr и Al, Накамура [40] установил, что образо-
ванию трещин в металле способствует наличие трех первых эле-
ментов, и предложил следующее выражение дл% определения
склонности материала к трещинообразованию:
ДО = % Сг + 3,3% Мо + 8,1 % V — 2.
457
У материалов, склонных к образованию трещин при повтор-
ном нагреве, величина ДО больше нуля. Накамура показал, что
склонность к трещинообразованию увеличивается при увеличе-
нии толщины листа и особенно резко в тех случаях, когда два свар-
ных шва расположены на близком расстбянии одий от другого.
Трещинообразование возможно и в том случае, когда сварка вы-
полнена электродами из малоуглеродистой стали, однако чтобы
предотвратить образование трещин, следует зачистить Сварной
шов, так как при этом сглаживается профиль сварного соедине-
ния и удаляется наиболее неблагоприятная зона пересечения
кромки шва с поверхностью основного металла.
11.2.9. Погрузка, транспортирование, наладка и эксплуатация.
При небрежной погрузке на транспортные средства сосудов
давления или трубопроводов возникает серьезная опасность ло-
кальных повреждений, способных привести к разрушению. На-
пример, при погрузке с помощью кранов или другого грузоподъ-
емного оборудования необходимо предотвратить возможность
возникновения царапин, выбоин и вмятин на поверхности стали.
' Применение случайных опор, колодок и т. п. также может способ-
ствовать возникновению дополнительных напряжений, сильно
отличающихся от расчетных, что подтверждается случаем разру-
шения котла Зицуэлла.
Повреждения паропроводов, достаточные для инициирования
последующих разрушений, возникали при их транспортировании,
хранении и облицовке [7] и обычно выявлялись при гидравли-
ческом испытании. При гидравлическом испытании необходимо
тщательно продумывать методик/ их проведения с тем, чтобы не
применять нагружений, нетипичных для эксплуатационных ус-
ловий/
Работающее оборудование может подвергаться непредусмот-
ренным дополнительным нагрузкам из-за неправильного его
обслуживания. В одном из описанных выше случаев были обна-
ружены трещины в крышке центрифуги, выполненной из никель-
хромомолибденовой стали. Некоторые трещины возникли в ме-
стах образования мартенситной структуры вследствие перегревов
паяльной лампой, используемой для облегчения снятия крышки.
Другие трещины образовались около участков ремонтной заварки,
выполненной без предварительного подогрева [41].
Одним из источников повреждения при эксплуатации является
загрязнение основного металла или металла сварного шва, приво-
дящее к абсорбции примесей по границам зерен и повышению
хрупкости. Достаточно хорошо известно межкристаллитное про-
никновение меди в сталь (см. рис. 11.30). Менее известно, что
мягкий припой способен проникать в сталь аналогичным образом
и что разрушения небольших сосудов давления, используемых
в качестве переносных баллонов пропана, происходили по этой
причине [6]. Полагают, что утечка газа или повреждения присое-
динительных труб вблизи выходного вентиля приводят к образо-
458
Рис. 11.32. Межкристаллитное проникновение расплавлен-
ного припоя [6]
ванию факела и перегреву верхней части баллона вплоть до рас*
плавления припоя, который прикрепляет пластину заводского
паспорта в верхней части баллона.-
Мягкий припой обладает большой проникающей способностью
в интервале от его температуры плавления до 400° С, особенно если
стальная поверхность, на которую он наплавлен, находится под
действием растягивающего напряжения. На рис. 11.32 показано
проникновение припоя в металл, обнаруженное металлографи-
ческим исследованием, кроме того, видно, что в зоне проникнове-
ния припоя произошло межкристаллитное растрескивание металла.
11.3. Общее заключение
Примеры разрушений приведены только дл%того, чтобы про-
иллюстрировать те проблемы, с которыми приходится встречаться
при анализе повреждений. Они также подчеркивают то положение,
459
что опасная аварийная ситуация может возникнуть в конструк-
циях, подобных сосудам давления, в любом месте и на любой ста-
дии, однако чаще всего эта опасность вскрывается при гидравли-
ческом испытании или во время эксплуатации. Примеры также
показывают, что в большинстве случаев разрушение обусловлено
совместным действием нескольких факторов, и, конечно, они под-
тверждают основную концепцию линейной механики разрушения,
заключающуюся в том что, разрушение происходит тогда, когда
дефект достигает критического размера при приложенном напря-
жении и хрупком состоянии металла.
Разрушение может наступить из-за ухудшения свойств металла,
если технология производства сосудов давления не отвечает необ-
ходимым требованиям. В общем случае вероятность разрушения
повышается вследствие недостаточного опыта К недостаточно
ясного представления конструкторов о реальных эксплуатацион-
ных условиях, некорректного выбора материала или технологии
изготовления, недостаточной квалификации изготовителей, не-
достаточной внимательности контролеров и инспекторов.
Очень важно, чтобы при разработке технического задания
заказчик четко и ясно формулировал необходимые требования
по качеству заказываемого оборудования, поскольку это опреде-
ляет его стоимость. Изменения в требованиях по качеству или
объему контроля при производстве работ могут привести к серьез-
ным затруднениям и принципиальным разногласиям между заказ-
чиком и поставщиком. Следует напомнить, что, хотя чрезмерные
требования связаны с высокими затратами на изготовление, сни-
жение требованияй без учета возможности изготовления обору-
дования необходимого качества — один из источников разрушения.
Следует отметить важное значение квалифицированной техни-
ческой инспекции при осуществлении технического надзора на
всех стадиях изготовления и эксплуатации оборудования.
ЛИТЕРАТУРА
1. Phillips, С. A. G. and Warwick, R. G. (1968). ’A Survey of Defects in
Pressure Vessels Built to High Standards of Construction'. UKAEA Unclassified
Report AHSB(S)R162, obtainable from HM Stationery Office, London.
2. Van der Post, J. (1969). ’Contribution to Discussion on Materials Selection
for Pipes and Pipelines'. The Welding Institute Autumn meeting.
3. Kellerman, O. A. (1966). ’Present Views on Recurring Inspection of Reactor
Pressure Vassels in the Federal Republics of Germany'. Proceedings of Conference
on In-service Inspection, Pilsen, October, IAEA, Vienna.
4. Peters, H. (1961). Tech. Ueberwach. 2 (4).
5. Eyars, J. (1955). Proc. Inst. Meeh. Engrs 169, No. 8, 161.
6. Technical Report 1966, Vol. VII, British Engine Insurance Co. Ltd.
7. Thielsch, H. (1965). ’Defects and Failures in Pressure Vessels and Piping'.
Reinhold Publishing Co., New York.
8. Atkinson, C. (1969). Private communication.
9. Smith, W. R. (1962). ’Report of the Cause of Failure and Repair of the
VBWR Recirculation Piping', APEC Report, GE.
10. Vigilance (The quarterly journal of the National and Vulcan Engineering
Insurance Group), p. 16, January, 1967.
460
11. Astbury, F. E., Mitchell, B. and Toft, L. H. (1960). Brit. Welding J. 7,
667—78.
12. Миль M. И., Меринов Л. И. (1967), Теплоэнергетика 14(9), 21—22.
13. Farrow, M. (1969). The graphitisation of low carbon steels—a literature
survey; steels for reactor pressure circuits. Iron Steel Inst. (London), Spec. Rept.
No. 69.
14. Glen, J. (1955). J. Iron Steel Inst., 320—36, April.
15. ’Report of Preliminary Enguiry No. 3454—Explosion of a Forced Steam
Circulation Boiler at Brimsdown «В» Power Station, May 1967'. Board of Trade,
London.
16. Vigilance 1, No. 5, 94, January 1968.
17. Technical Report of British Engine and Boiler Co., 1965, Vol. VI, p. 42.
18. Nichols, R. W. (1968). Brit. Welding J. 15, 21.
19. Audige, M. (1969). Raport of IIW Sub-commission on Brittle Fractures
in Service. Welding in the World 7, No. 1, Spring.
20. Vigilance 1, No. 3, 41, July 1967.
21. ’Special Report on Failure of Boiler Drum at Sizewell Nuclear Power
Station, 1964'. Wast of Scotland Iron and Steel Inst., Glasgow.
22. Watkins, B., Vaughan, H. G. and Lees, G. M. (1966). Brit. Welding J. 13,
350—6.
23. ’Report on the Brittle Failure of a High Prassure Boiler Drum at Cockenzie'.
South of Scotland Electricity Board, January 1967.
24. Technical Report of British Engine and Boiler Co., 1968, Vol. VIII, p. 86.
25. Technical Report of British Engine and Boiler Co., 1968, Vol. VIII, p. 16.
26. Technical Report of British Engine and Boiler Co., 1968, Vol. VIII, p. 95.
27. Vigilance 1, No. 7, 133—6, July 1968.
28. Nichols, R. W. and Watkins, B. (1967). Third Symposium on Effects of
Radiation. Am. Soc. Testing Mater., Spec. Tech. Publ., No. 426, 371—91.
29. Nature 224 (4), 3—4, October 1969.
30. Nichols, R. W. (1968). Hitsaustekniikka 19, No. 6, 114—24.
31. Atkinson, C. (1964). Brit. Welding J. 11, 490.
32. Fuchs, E. (1959). Brit. Welding J. 6, 425—8.
33. Manual, R. W. (1961). Hydrogen service failures of welds with insufficient
alloy content. Corrosion 17, 435t—436t.
34. Coopar, С. M. (1965). Stop weld failure in hot hydrogen sarvice. Hydrocar-
bon Process. Petrol. Refining 44 (1), 101—6.
35. Nawman, R. P. ’Significance of Weld Defects in Valuation to Fatigue'.
Published by The Welding Institute, London.
36. Nichols, R. W. (1970). Reheat cracking. Welding in the World, January.
37. Smith, N. and Hamilton, I. G. (1968). Failures in Heavy Pressure Vessels.
West of Scotland Iron and Steel Institute Conference, 17 May, 1968.
38. Boniszewski, T. and Eaton, N. (1969). Metal Science J. 3, 104.
39. Murray, J. D. (1967). Brit. Welding J. 14, 447—56.
40. Nakamura, H., Naiki, T. and Okabayashi, H. (1969). IIW-IX-648-69;
and Proceedings, First Int. Conf. Fracture, Sendai, Japan, Vol. 2, 1965.
41. Pract. Metallography 5, No. 7, 1968.
42. Nichols, R. W. (1969). Welding and Metal Fabrication 37, 344—51, Sep-
tember.
43. Atkinson, C. (1967). Opening Contribution to Symposium for Designing
for Quality and Reliability. I. Meeh. E., London, 10 April.
44. Technical Report of British Engine and Boiler Co., 1962, Vol. IV, pp. 54—5.
45. Technical Report of British Engine and Boiler Co., 1963, Vol. V, pp. 23—5.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие.....................................‘.............
Глава 1. Принципы расчета стандартных сосудов давления (Д. Ф. Пойнор)
Обозначения...................................................
1.1. Информация о расчете....................................
1.2. Нормы расчета ..........................................
1.3. Расчет узлов ............................................
1.4. Расчет методами, не предусмотренными стандартами..........
1.5. Оценка вычисленных напряжений...........................
1.6. Использование вычислительных машин.......................
1.7. Дальнейшее развитие ......................................
Литература.....................................................
Глава 2. Расчет сосудов на усталость (Б. Ф. Лангер)............
2.1. Природа явления усталости ...............................
2.2. Многоцикловая усталость. Предел выносливости............
2.3. Малоцикловая усталость. Диапазон деформаций .............
2.4. Средние напряжения и деформации .........................
2.5. Двухосность .............................................
2.6. Влияние надрезов на усталостную прочность................
2.7. Скорость роста трещин ...................................
2.8. Накапливание повреждений ................................
2.9. Экспериментальные исследования сосудов давления..........
2.10. Расчет на усталость .....................................
Литература......................................................
Глава 3. Ползучесть и совместное действие ползучести и усталости
(С. X. А. Таунлей и Д. Ф. Пойнор) .............................
Обозначения.....................................................
3.1. Основы расчетов при высокой температуре ...................
3.2. Поведение материалов при высокой температуре...............
3.3. Напряжения и деформации в сосудах, работающих при постоянной
нагрузке и температуре . . ....................................
3.4. Расчетный критерий для стабильных рабочих условий эксплуатации
сосудов ........................................................
3.5. Влияние циклического нагружения............................
3.6. Примеры расчетов на ползучесть ............................
Литер ату р а...................................................
Глава 4. Проблема хрупкого разрушения (А. Кован и Р. В. Ни колье)
Испытания надрезанных образцов..............................
Методы выбора материала ....................................
Рекомендации выбора материала...............................
Конструирование и изготовление элементов конструкций.......
Снятие напряжений и испытания...............................
5
7
7
8
8
14
24
37
45
47
49
52
52
53 .
53
56
63
67 -
72
76
77
79
82
84
84
85
89
95
4.1.
4.2.
4.3.
4.4.
4.5.
4.6. Влияние основных факторов
Литература...................
462
104
119
131
138
143
145
146
171
180
183
185
188
Глава 5. Выбор материалов (Д. Ф. Ланкастер)..................... 191
5.1. Пригодность материалов к работе . . . .................... 191
5.2. Производство материалов................................... 213
5 3. Установленные предписания выбора материалов ............. 225
5.4. Стоимость материалов ...................................... 226
5.5. Классификация материалов................................... 229
Литература...................................................... 251
Глава 6. Изготовление (X. Харрис)............................... 254
6.1. Контроль материала листа ............................... 25-4
6.2. Обработка листа по размеру............................... 256
6.3. Вальцовка листов......................................... 258
6.4. Сварка прямолинейного шва................................ 262
6.5. Полуавтоматические процессы ............................. 268
6.6. Сборка......................................."........... 269
6.7. Приварка патрубков ...................................... 271
6.8. Сварные швы в соединениях труб с трубными досками....... 272
6.9. Плакированные сосуды.................................... 275
6.10. Многослойные сосуды........................................278
6.11. Термообработка после сварки .............................. 279
6.12. Закаленные и отпущенные сосуды............................ 280
Литература...................................................... 283
Глава 7. Контроль (Р. Ф. Хенсток) .............................. 285
7.1. Организация контроля....................................... 285
7.2. Основные методы испытаний ................................. 292
7.3. Контроль материалов и узлов .............................. 311
7.4. Контроль сварных швов ..................................... 314
7.5. Приемочные испытания....................................... 319
7.6. Контроль работающих сосудов ............................... 321
7.7. Проблемы и дальнейшие разработки методов контроля.......... 323
Литература...................................................... 325
Глава 8. Расчет сосудов высокого давления (Я. X. Фаупел) ....... 330
8.1. Ограничения обычного метода расчета при использовании его для
расчета толстостенных сосудов ................................. 331
8.2. Теоретические аспекты расчета толстостенных сосудов в пределах
упругости*..................................................... 333
8.3. Создание начального напряженного состояния в толстостенных обо-
лочках ........................................................ 342
8.4. Термические напряжения, ползучесть и разрушение под напряжением 369’
8.5. Динамическое и усталостное нагружение...................... 377
8.6. Трубы и соединения......................................... 383
Литература...................................................... 384
Глава 9. Сосуды из высокопрочных материалов (К. Л. Коттрелл) . . . 385
9.1. Вязкость разрушения ....................................... 388
9.2. Материал . ... .......................................... 390
9.3. Изготовление ............................................. 392
9.4. Усталость.................................................. 393
9.5. Окружающая среда .......................................... 394
9.6. Заключение ............................................. 395
Литература..................................................... 399
Глава 10. Сосуды давления атомных реакторов и радиационное охрупчива-
ние (Р. В. Никольс)........................................... 400
10.1. Природа радиационных повреждений.......................... 401
10.2. Влияние облучения на механические свойства ............... 402
10.3. Влияние условий облучения на охрупчивание ................ 405
10.4. Контроль качества стали ............................. 417
10.5. Выбор критериев разрушения........................... 419
Литература..................................'.............. 421
Глава 11. Повреждения и разрушения сосудов давления (Р. В. Никольс) 423
11.1. Статистика разрушений сосудов давления .............. 423
11.2. Примеры разрушений сосудов........................... 425
11.3. Общее заключение .................................... 459
Литература................................................. 460
Р.НИКОЛЬС
КОНСТРУИРОВАНИЕ
И ТЕХНОЛОГИЯ
ИЗГОТОВЛЕНИЯ
СОСУДОВ ДАВЛЕНИЯ
Редакторы издательства: В. В. БЫСТРИЦКАЯ,
О. Д. ГОРЧАКОВА, Л. И. СТЕПАНОВА
Технический редактор Л. А. МАКАРОВА
Корректор В. А. ВОРОБЬЕВА
Переплет художника Е. В. БЕКЕТОВА
Сдано в набор 22/IV 1975 г. Подписано к пе-
чати 6/VIII 1975 г. Формат 60X90/16.
Бумага типографская № 2.
Усл. печ. л. 29,0. Уч.-изд. л. 32,25.
Тираж 7000 экз. Зак. 249. Цена 2 р. 29 к.
Издательство «Машиностроение»: 107885 ГСП,
Москва, Б-78, 1-й Басманный пер., 3
Ленинградская типография № 6
Союзполиграфпрома при Государственном
комитете Совета Министров СССР по делам
издательств, полиграфии и книжной торговли
193144, г. Ленинград, С-144, ул. Моисеенко, 10