Республика Казахстан (стр. 3 )

, (10)

мұндағы: - (2) теңдеуден анықталатын резервуарды максималды толтырған кездегі кернеулердің шоғырлану коэффициенті ( ); -ойықтың төменгі нүктесінің сұйыққа шөгу тереңдігі.

Дегенмен, есептеулер, максималды кернеу мен биіктік арасындағы тәуелділік сызықтықты болғанымен, (10) формула үлкен ауытқуды беруі мүмкін. Әсіресе бұл ауытқу тах (h) мәні үшін, болаттың есептік кедергісіне жақын болуы кезінде байқалады.

Дәлдігі жоғары теңдеу алып кернеулену – деформациялану күйді сипаттау үшін қолданылатын сызықтық қойылымда есептелетін суперпозиция принципін қолданайық..

Бұл жағдайда толтыру биіктігі болғандағы гидростатикалық шамасы жүктелуден пайда болатын кернеулер мен бірқалыпты тең таралған жазықты жүктемелер арасындағы айырма ретінде анықталады. 2– суретте көрсетілгендей бұл екі жүктелу айырмасы толтыру биіктігі кезіндегі гидростатикалық жүктемеге жақын болады.

Толтырудың шектеулі биіктігі кезіндегі максималды кернеу үшін нақтыланған формула келесі түрде жазылады: (11) мұндағы: - ойық контурының төменгі нүктесіндегі тұрақты бірқалыпты таралған жүктемелерден пайда болатын кернеу; осыған сәйкес келетін кернеулердің шоғырлану коэффициенті.

Толтыру биіктігін деңгейімен шектеу максимал кернеу мен болаттың есептік кедергісі теңестіру шартымен жүргізуге болады.

Сурет 2 - Максималды кернеуді анықтауда суперпозиция принципін қолдану сұлбасы

Ол үшін (11) теңдеуден үшін мынадай теңдеу аламыз:

< (12)

Есептеулер нәтижесі бойынша егер ойық биіктігі үлкен болмаған жағдайда, ал сұйық деңгейі оның жоғарғы шекарасынан қашық болғанда, резервуарды есептеу тұрақты бірқалыпты таралған жүктемеге жүргізуге болатындығы көрсетілді. Бұл жүктеменің шамасын ақаудың төменгі деңгейіндегі гидростатикалық қысымға тең деп қабылдауға болады.

ӘДЕБИЕТТЕР

1. , , Черняев методов оценки влияния локальных дефектов формы при диагностике резервуаров/ .

2. СНиП 3.03.01-87. Несущие и ограждающие конструкции. – М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1988. – 192с.

3. , , Камбаров исследования вертикального цилиндрического резервуара объемом 3000м3 с локальным дефектом монтажного стыка стенки // Международная научно-практичес - кая конференция «Архитектура и строительство Казахстана в новом тысячелетии».-Алматы, 7-8 ноябрь 2008. –С. 150-154

4. , , Камбаров оценка напряженного состояния зоны вмятины в стенке модели цилиндрического резервуара // Сборник статей Междунар. научно-практич. конфер. «Инновационые и наукоемкие технологии в строительной индустрии». - АлматыС.86-92.

ЮКГУ им. М. Ауезова, Поступило в редакцию

г. Шымкент, Казахстан 1.03.2011ж.

Механика жӘне технология процесстерін үлгілеу

МЕХАНИКА И МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ

ТЕХНОЛОГИИ, 2011, № 1,с.30-35

УДК 539.4.014.13.:624.953

, ,

РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ В СВАРНОМ СТЫКОВОМ СОЕДИНЕНИЙ ЛИСТОВЫХ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ОБОЛОЧКАХ

Цилиндрические оболочки, работающие под высоким давлением, по ряду классификационных признаков относятся к категории сложных систем, аварии которых сопровождаются катострафическими последствиями.

Причинно-следственный анализ отказов цилиндрических оболочек, показывает, что более половины причин их отказов связаны со сварными соединениями, которые в оболочках средних объемов могут составить до полутора километров. Если от общих отказов перейти к ресурсным отказам как наиболее катастрофичным, то влияние сварных соединений на реализацию предельного состояния конструкции оболочки становится доминирующим.

Логика анализа последствий отказов оболочек говорит о том, что, поскольку значительная доля ресурсных отказов так или иначе связана со сварными соединениями, то вполне правомерно предположить, что сварные соединения являются «критичными элементами», а работоспособность конструкции определяется состоянием именно сварного соединения.

Вместе с тем применение сварки и сварных соединений в конструкциях приводит к необходимости учета остаточных напряжений, высокий уровень которых в зоне соединения неблагоприятно сказывается на прочности и долговечности оболочек.

С учетом того, что объемы цилиндрических оболочек увеличиваются и наблюдается тенденция применения сталей повышенной прочности то следует ожидать достаточно высокий уровень остаточных напряжений за счет повышения предела текучести и снижения пластических свойств стали.

В связи с этим изучение распределения остаточных напряжений в сварном стыковом соединений цилиндрических оболочек, а также совершенствование методов расчета с учетом этого распределения является важной инженерной задачей.

Определение остаточных напряжений в зонах пересечения или примыкания сварных швов произведем на основе аналитической методики, разработанной для схемы «короткого шва» [1], согласно которой начало и конец шва не должны выводиться за пределы элемента.

Для расчетной оценки остаточных напряжений использован метод «фиктивных температур», в основу которого положено предположение о том, что пластическую составляющую интенсивности внутренних деформации следует рассматривать как температурную деформацию от фиктивного источника тепла. При этом задача определения остаточных напряжений сводится к решению температурной задачи теории упругости и пластичности.

Согласно метода «фиктивных температур» при расчете вводятся несколько допущений. Во-первых при достижений расчетной температуры и выше материал соединения переходит в состояние термопластичности и напряжения в нем становятся равным нулю. Для резервуарных сталей примем равным 6000С. Во-вторых, в интервале температур от 00С до расчетной температуры считается, что произведение коэффициента линейного расширения на модуль упругости является величиной постоянной. При температурах выше расчетной это произведение принимается равной нулю. В третьих, согласно, теории распространения тепла при выполнении сварки, значение объемной теплоемкости и коэффициента температуропроводности в интервале температур от 00С до расчетной температуры принимаются постоянными. В четвертых, в целом считается что конструкция деформируется упруго, а развитие пластических деформаций происходит в локальных участках.

Распределение остаточных напряжений по оси стыка сварного соединения вычисляются из выражений:

, (1)

(2)

По формулам (1) и (2) могут быть вычислены и установлен характер распределения остаточных напряжений отдельно от сварки пересекающего и пересекаемого швов. Общий характер распределения остаточных напряжений в зоне пересечения швов может быть получен суммированием остаточных напряжений от сварки пересекаемого и пересекающего швов.

Рассмотрим, числовые примеры расчета остаточных напряжений по данным формулам и установим характер распределения остаточных напряжений в местах примыкания и пересечения сварных швов в стыковых соединениях характерных для цилиндрических конструкций. Расчеты остаточных напряжений произведем для марок сталей ВСт3сп5 и 09Г2С. Основные механические и теплофизические свойства указанных сталей при Т=200С приведены в таблице 1.

Таблица 4.1- Механические и теплофизические характеристики сталей

Марка стали	Предел текучести , МПа	Модуль упругости Е, МПа	Коэффициент температурного расширения , 0С-1	Объемная теплоемкость , Дж/м3∙0С	Коэффици- циент температуро-проводности , м2/с
1	2	3	4	5	6
ВСт3сп5	265	2,10∙105	12,0∙106	482∙104	0,085∙10-4
09Г2С	345	2,03∙105	12, 0∙106	474∙104	0,078∙10-4

Рассмотрим два уровня тепловой нагрузки =168 МДж/м2 - характерной для ручной дуговой сварки, и =336 МДж/м2 - характерной для автоматической сварки. Толщина свариваемых листов принимаем равной 16мм.

Результаты расчета для случая ручной и автоматической дуговой сварки в виде эпюр остаточных напряжений по соответствующим координатным осям в зонах примыкающих и пересекающихся сварных швов представлены в соответствии с рисунками 1, 2. для примыкающихся швов и 3, 4 для пересекающихся швов.

Рисунок 1 - Распределение остаточных напряжений в зоне примыкания швов в сварном соединении из стали ВСт3сп5 при тепловой нагрузке 168 МДж/м2

Рисунок 2 - Распределение остаточных напряжений в зоне примыкания швов в сварном соединении из стали 09Г2С при тепловой нагрузке 168 МДж/м2

Рисунок 3 - Распределение остаточных напряжений в зоне пересекающихся швов в сварном соединении из стали ВСт3сп5 при тепловой нагрузке 336 МДж/м2

Рисунок 4 - Распределение остаточных напряжений в зоне пересекающихся швов в сварном соединении из стали 09Г2С при тепловой нагрузке 336 МДж/м2

Результаты расчетного эксперимента и построенные по ним эпюры распределения остаточных напряжений в сварном стыковом соединении позволили установить, что в зонах примыкания и пересечения сварных швов образуется двухосное распределение остаточных напряжений, которая может неблагоприятно отразится на циклической прочности сварного соединения. Наибольший уровень двухосных остаточных растягивающих напряжений наблюдается в зонах отожженных участков примыкания и пересечения пересекаемого сварного шва, которые зависят от прочностных характеристик свариваемых сталей.

Обнаружено, что с увеличением прочностных свойств свариваемых сталей уровень остаточных сварочных напряжений увеличивается, а распределение остаточных напряжений принимает более сложный характер. С увеличением тепловой нагрузки ширина зоны действия максимальных остаточных напряжений увеличивается, что связано с увеличением ширины отожженных участков пересекаемых сварных швов, у границ которых наблюдается сложный характер распределения остаточных напряжений, что неблагоприятно сказывается на работе конструкций и повышает вероятность образования трещин усталости при циклическом нагружении.

Анализ результатов сравнения средних значении остаточных напряжений, определенных испытаниями образцов сварных соединений, с расчетными данными показывает их удовлетворительную сходимость в рамках инженерного подхода к исследуемой проблеме.

ЛИТЕРАТУРА

1.  , К расчету остаточных сварочных напряжений //В кн.: металлические конструкции. - М.: Стройиздат, 1966. - С.373-392.

ЮКГУ Поступило в редакцию

им. М. Ауезова 3.03.2011г.

_______________________

Механика жӘне технология процесстерін үлгілеу

МЕХАНИКА И МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ

ТЕХНОЛОГИИ, 2011, № 1,с. 36- 41

УДК 622.692.4.053:66.042.945

, ,

ЗАДАЧА ОПРЕДЕЛЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА ИНТЕНСИВНОСТИ НАПРЯЖЕНИИ ПРИ МОДЕЛИРОВАНИИ ТОРМОЗНОГО ЭЛЕМЕНТА В ВИДЕ ОБМОТКИ

Среди множества видов конструктивных способов ограничения и локализации протяженных разрушений, наибольшей эффективностью обладает конструкция, представляющая собой обмотку из высокопрочной обмотки, наматываемой на корпус трубы с заданными натяжением, углом и шагом.

Основная идея подобной конструкции заключается в том, что с помощью предварительно растянутой обмотки изменяется интенсивность и траектория главных напряжений в вершине трещины, которое вызывает остановку или ветвление и искривление траектории самой трещины.

В связи с этим особую актуальность имеют вопросы теоретического описания механизма влияния обмотки на распространение (торможение) трещины в стенке трубопровода с позиции механики разрушения. При этом необходимо оценить влияние обмотки на коэффициент интенсивности напряжений на кончике трещины.

Современная механика разрушения предлагает три основных критерия, по которым можно оценивать возможность развития разрушения: силовой, энергетический и деформационный.

Теоретический полно разработанным критерием является силовой критерий – коэффициент интенсивности напряжений . Данный критерий связан аналитически с остальными критериями и нет принципиальной разницы по какому из трех критериев оценивать возможность разрушения. С учетом того, что аналитические и экспериментальные значения коэффициента интенсивности напряжении определены для широкого круга задач и материалов, а также принимая во внимание то, что критические значения коэффициента сравнительно просто определяется по ГОСТ – 85 рассмотрим некоторые задачи определения коэффициент интенсивности напряжений при моделировании различных возможных случаев конструктивных решений проволочной обмотки.

Рассмотрим задачу определения коэффициента интенсивности напряжений при моделировании плотной намотки проволоки на корпус трубопровода, для чего воспользуемся выражением для значения коэффициента интенсивности напряжений , которая зависит от распределения напряжений по длине берегов трещины [1]:

. (1)

1. Рассмотрим модель с бесконечно плотной намоткой проволоки.

Распределение сжимающих напряжений от обжатия обмоткой примем равномерно распределенной по длине бесконечной пластины с трещиной. Сформулированную краевую задачу, используя принцип суперпозиции, заменим суммой двух задач. Схема решения задачи представлена в соответствии с рисунком 1

Рисунок 1 - Схема решения задачи с помощью принципа суперпозиции

На рисунке 1а, представлена пластина с трещиной, нагруженная растягивающим напряжением.

Коэффициент интенсивности напряжений из решения задачи Гриффитса для указанного случая определяется из [2]:

. (2)

На рисунке 1б, представлена пластина с трещиной, которая испытывает всестороннее сжатие обмоткой . Решение этой задачи можно получить из рассмотренной выше задачи о растяжении плоскости, ослабленной трещиной:

. (3)

Значение коэффициента интенсивности напряжений, согласно схемы рисунка 1, может быть определено из следующего окончательного выражения

. (4)

Выражение (4) показывает, что напряженное состояние у вершины трещины во многом зависит от достигнутого уровня предварительного напряжения обмоткой .

В целом выражение (4) подтверждает возможность локализации и остановки трещины проволочной обмоткой, а также полученные в экспериментах данные о снижении уровня напряженности по берегам трещины разрушения.

2. Рассмотрим модель, когда проволочная обмотка навита под некоторым углом .

Данную краевую задачу сформулируем в виде схемы решения в соответствии с рисунком 2.

Рисунок 2 - Схема решения задачи с помощью принципа суперпозиции

Рассмотрим упругую плоскость с разрезом берега, которой сжаты под углом постоянными растягивающими напряжениями .

Решение этой задачи можно получить из приведенного выше решения аналогичной задачи.

Коэффициент интенсивности напряжений при моделировании обмотки навитой под некоторым углом , в этом случае вычисляется из выражения:

, (5)

Тогда общее выражения для определения коэффициента интенсивности напряжений для указанной задачи представится в виде:

. (6)

Действительно, угол навивки нити обмотки, как конструктивный параметр проволочной обмотки значительно влияет на напряженное состояние у кончика трещины, регулируя значением которой можно получить оптимальное для данного случая значение напряженности.

3. Проволочная обмотка, как было указано выше, может навиваться на фиксированном участке трубопровода. Применительно к нашей задаче предположим, что плоскость ослаблена трещиной, длиной растянута на бесконечности напряжениями , а на фиксированном участке берегов трещины действуют постоянные нормальные напряжения , сжимающие берега трещины, в соответствии с рисунком 3. Принимая, что .

Рисунок 3 - Схема решения задачи с помощью принципа суперпозиции

Коэффициент интенсивности напряжений согласно (1) равен

. (7)

Общее выражение для коэффициента интенсивности напряжений будет выглядеть следующим образом:

. (8)

Выражение (8) указывает на то, что одним из регулируемых конструктивных параметров кроме усилия и угла намотки может являться намотка проволоки на фиксированном участке трубопровода с заданной шириной. При этом расстояние между этими участками может быть принято в соответствии с критической длиной трещины или в соответствии с периодом продольных волн или экстремумов кольцевых деформации стенки оболочки.

Теперь рассмотрим решение задачи при моделировании проволочной обмотки навитой с определенным шагом. Известно, что одним из регулируемых конструктивных параметров проволочной обмотки может являться шаг намотки нити. Рассмотрим выше указанную задачу моделируя проволочную обмотку навитой с шагом равным .

Распределение сжимающих напряжений под нитью обмотки примем в виде сжимающих сосредоточенных сил , приложенных на расстоянии в от середины трещины.

Краевую задачу решим используя принцип суперпозиции, согласно схемы представленной в соответствии с рисунком 4.

Рисунок 4 - Схема решения задачи с помощью принципа суперпозиции

Коэффициент интенсивности напряжений будет представляться формулой

, (9)

где - определяется по формуле (2).

Рассмотрим плоскую задачу, в которой трещина сжимается двумя сосредоточенными силами . При получим следующее выражение для :

, (10)

При выражение для примет вид:

, (11)

Значение коэффициента интенсивности напряжений, согласно схемы 4, при может быть определен из уравнения

, (12)

или при из

. (13)

Формулы (12) и (13) предоставляют возможность определения коэффициента интенсивности напряжении при моделировании проволочной обмотки навитой с определенным шагом сосредоточенным силами и показывают, что применение проволочной обмотки позволяет стабилизировать трещину и избежать катастрофического увеличения ее длины.

Полученные соотношения (4), (6), (8), (12) и (13) позволяют связать коэффициент интенсивности напряжений с характеристиками нагрузки и конструктивными параметрами проволочной обмотки.

ЛИТЕРАТУРА

1. , Потапов теории упругости и пластичности. – М.: ВШ, 1990.

2. Седов подобия и размерности в механике. – М.: Наука, 1981. – 447с.

ЮКГУ им. М. Ауезова, Поступило в редакцию

г. Шымкент, 10.03.2011г.

________________________

Механика жӘне технология процесстерін үлгілеу

МЕХАНИКА И МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ

ТЕХНОЛОГИИ, 2011, № 1,с. 42-45

УДК 539.3

Жунисбеков Т. М.,

ДОЛГОВЕЧНОСТЬ СТЕКЛОПЛАСТИКОВЫХ ТРУБОПРОВОДОВ

Теории прогнозирования долговечности разработаны в основном для однородных материалов. Стеклопластик же является композиционным материалом, и способен проявлять свойства как стеклянных волокон (хрупкость, высокий модуль упругости и т. д.), так и полимерного связующего (повышенная пластичность). В связи с этим следует с большой осторожностью применять теории прогнозирования долговечности, разработанные и опробованные на других материалах. Широкое применение в качестве конструкционного материала стеклопластик стал находить не так давно, поэтому в литературе имеются весьма скудные и противоречивые данные о способах испытаний и методах расчета параметров долговечности. Несостоятельность применения формулы Журкова к расчету долговечности стеклопластика показана в работах [1, 2] а также в работе [3]. Начатые в этой области исследования были продолжены, и предварительные данные подтвердились в результате массового эксперимента[4].

Стеклопластик — это стеклонаполненный композиционный материал, состоящий из наполнителя (стекловолокна - стеклянных нитеобразных волокон, ткани или мата), и связующего - полиэфирной смолы определённого вида (матрица). Наполнитель выполняет армирующую функцию и обеспечивает нужную прочность. Полиэфирная смола (ПЭФ) придаёт материалу монолитность, способствует эффективному использованию прочности стекловолокна и распределению усилий между волокнами, защищает стекловолокно от агрессивных сред.

  Наибольшей прочностью обладают стеклопластики, содержащие ориентированно расположенные непрерывные волокна. Такие стеклопластики подразделяются на однонаправленные (у которых волокна расположены параллельно) и перекрёстные (у которых волокна под заданным углом друг к другу). Изменяя ориентацию волокон, можно в широких пределах регулировать механические свойства стеклопластиков.

Стеклопластик обладает низкой теплопроводностью, прочностью стали, долговечностью, биологической и химической стойкостью, является прекрасным диэлектриком, не подвержен гниению. Может обладать трудногорючестью, а при пожаре не выделяет сильнодействующий газ диоксин в отличии от поливинилхлорида.[5]

Матрица имеет свойство стареть и разрушаться под воздействием большого количества факторов. Известны следующие механизмы разрушения полимеров:

1. Термическая деструкция (пиролиз).

Пиролизом называется термический распад полимера при высоких температурах. Термический распад полимера может начинаться с концов макромолекулы (деполимеризация) или середины молекулы (распад по закону случая). Чтобы предотвратить деполимеризацию, нужно блокировать концы такой полимолекулы. Распад по закону случая предотвратить невозможно, так как он определяется энергией связи в молекуле, но зато можно переловить все свободные радикалы с помощью ингибиторов свободнорадикальных реакций. Для строительных материалов, содержащих полимерную матрицу, весьма актуальной является температурный диапазон эксплуатации: при низкой температуре полимер становится хрупким и теряет устойчивость к механическим воздействиям, а при повышении температуры увеличивается скорость термической деструкции. [6]

2. Термоокислительная деструкция.

Для торможения процессов термоокислительного разложения полимерных материалов применяют стабилизаторы-антиоксиданты.

3. Озонное старение каучуков, резин и пластиков.

Основной путь предотвращения озонной деструкции каучуков и резин - поиск веществ, которые реагируют с озоном быстрее, чем озон реагирует с двойными связями каучуков и резин (так называемые антиозонанты).

4. Фотодеструкция полимеров.

Под действием света в полимере происходят разнообразные превращения, которые, в конечном счете, приводят к его разрушению. Защитить полимер от света можно четырьмя способами:

-  Отражение света. Возможно, например, путем введения фотостабилизаторов. Они отражают свет в ультрафиолете и поглощают его в видимой области.

-  Ультрафиолетовые абсорберы света. Если свет не отражен, то его можно поглотить. Существует большой класс абсорберов света, например, гидроксибензофенон.

-  Если свет не отражен, если его не поглотили, если он попал на полимер и перевел его из нормального в возбужденное состояние, то до того, как полимер разложится, с него можно снять возбуждение и вернуть его в исходное состояние. Вещества, которые умеют это делать, называются тушителями возбужденных состояний. После рассеивания энергии в виде тепла тушитель возвращается в исходное состояние.

-  Если свет проник к полимеру и разбил его на осколки-радикалы, то вступает в действие четвертая система защиты - взаимодействие радикалов с высокоэффективными светостабилизаторами.