Анализ прочности элементов конструкции при динамическом нагружении тема автореферата и диссертации по механике, 01.02.04 ВАК РФ

СЛНКТ ШЕГИгти/ КХ^ДАРСТВЕНШЙ МОРСКОЙ ТОНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ

АНАЛИЗ ПРОЧНОСТИ ЭЛЕМЕНТОВ КОНСТРУКЦИИ ПРИ ДИНАМИЧЕСКОМ НАГРУЖЕШШ

Специальность 01.02.04 - механика деформируемого 'I ЬА'-рлого тела

АВТОРЕФЕРАТ диссертации нз соискание ученой степени кандадзтз технических наук

На правах рукописи

КОСТЫЛЕВ Виктор Иванович

УДК 539.4

Саюгг-Петербург 1993

Работа выполнена в Санкт-Петербургском государственном морском техническом университете на кафедре "Строительная механика корабля".

Научный руководитель - доктор технически! наук,

профессор ПОСГНОВ В.А.

Официальные оппонеты - доктор технически! наук,

профессор ПЕТИНОВ С.В. - кандидат технических наук ИЛЬИН A.B.

Ведущая организация - ОКБ "Гидропресс".

<t>

Защита состоится "¿У" декабря 1993 г. в часов заседании специализированного совета Д 053.23.01 при Саш Петербургском государственном морском техническом унивеосите но адресу: ISUO'Jc, г. .Санкт-Петербург, ул. Дицх&цскам, д.З.

С диссертацией можно ознакомится в библиотеке СПйГМТУ.

Автореферат разослан "/ё" ноября 1993 г.

Ученый секретарь специализированного совета кандидат технических наук

С.Г.Кадаров

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. Проблема оценки прочности конструкции работающих в условия! динамического нагружения или изготовленных с применением взрывных технологий достаточна актуальна. Это обусловлено с одной стороны тем, что большое количество внезапных разрушения происходит либо при импульсном приложении нагрузки, величина которой может быть даш ниже эксплуатационной <рэсчи-гавдой в статическом приближении), либо при катастрофическом эазвитии дефекта в нормальных эксплуатационных условиях. И в гом и в другом случае имеет место динамическое разрушение, с сарактерным для него высокоскоростным процессом деформирования и распространения волн напряжения, а также развития магистрзль-юа трещины. С другой стороны изучение динамической прочности юобходамо при создании энергосберегающих технологий: сварка 5зрывом, процессы дробления,' разделки металлоконструкций и т.п. ) этих случаях требуется определить такие параметры технологии, :оторые обеспечат либо надежное соединение, либо осуществт »азрушениэ с минимальными энергетическими затратами.

Для оценки динамической прочности требуется во-первых распо-¡агать методами определения напряженно-деформированного состояли (НДС) конструкции, возникающего в продассе динамического пругопластического деформирования материала и во-вторых учет собенностей кинетики динамического разрушения.

Существующие метода определения НДС в условиях динамического агружения имеют существенные недостатки. Так с помощью экспе-иментальных методов возможно определение НДС только на поверх-ости конструкции, либо получение средаеинтэгральной оценки т э толщине. При этом требуется сложная высокоскоростная и вые:; □чувствительная регистрирующая аппаратура. Эксперимент.-!.'! ¡.¡:<> эсчетные методы определения НДС в настоящее время развиты на зстаточно. Поэтому не случайно широкое использование-численных этодов для определения НДС. В тоже время существующие численные, зтода анализа НДС и параметров механики разрушения при данами зеком нагружении имеют ряд ограничений связанных как со с.юж зстью математической формализации процессов происходящих при рюокоскоростном нагружении материала и получения надежней гформации о реологии материала, так и с существующими 01 рани шиями возможностей вычислительной техники в плане оодеу

памяти и быстродействия.

Цель работы заключалась в создании эффективных методов и алгоритмов определения напряженно-деформированного состояния конструкции и их элементов, параметров механики разрушения и кинетики трещин в условиях динамического нагруиания.

Методы исследования включали в себя два направления: численное и экспериментально-расчетное. Численные исследования осуществляли методом конечных элементов (МКЭ) в упругопласшческой постановке с использованием теории течения и схемы трансляцион-но-изотропного упрочнения. Интегрирование уравнений движений по времени осуществлялось методом конечных разностей в различных модификациях.

Экспериментально-расчетные исследования проводились с помощью измерений деформаций малобазными датчиками и путем поэтапного решения обратной задачи теории упругости МКЭ.

Научная новизна состояла в следующем:

1. Разработан численный метод прогнозирования субкритического и закритического (динамического) развития трещин при хрупком и вязком разрушении материала, использующий введенные специальные элементы, упругие характеристики которых зависят от времени (скорости роста трещины), а также понятие т- интеграла. Метод позволяет прогнозировать траекторию и скорость роста трещины в областях упругого поведения материала, локально упруго-пластического и обшэй текучести материала.

2. Разработан эффективный алгоритм решения динамической упру-гопластйческой задачи, базирующийся на теории течения и МКЭ, позволяющий анализировать НЦС конструкции в условиях сложного термосилового импульсного нагружения с учетом остаточных технологических напряжений.

3. Разработана экспериментально-расчетная методика определения параметра трэшдаостойкости базирующаяся на концепции Т-интеграла. Методика позволяет надежно определять в случае некорректного экспериментального фиксирования момента страгива-ния трещины.

4. Разработана экспериментально-расчетная методика определения полей остаточных технологических напряжений, базирующаяся на рзшении обратных задач теории упругости. Методика позволяет определять остаточные напряжения в произвольном сечении тела.

Практическая ценность работы состоит в том, что на оси.::/-созданных методов проведена количественная оцзнка прочности и долговечности узлов энергетического оборудования. С учетом установленных закономерностей формирования ВДС при изготовлении и эксплуатации даны конкретные рекомендации по выбору рациональных конструктивно-технологических решений, направленных на увеличение долговечности конструкций.

Апробация работы.Основные положения работы докладывались на научных семинарах: кафедры "Строительная механика корабля" СПГМТУ, Ленинградском филиале института машиноведения им. А.А.Благонравова АН СССР,(Центральном научно-исследовательском институте конструкционных материалов "Прометей"; Всесоюзной научно-технической . конференции: "Снижение металлоемкости и повышение надежности и долговечности сварных конструкций" (Киев, 1983 г.), Всесоюзной школе-семинаре "Механика разрушения и прочность сварных соединений и конструкций" (Ленинград, 1991 г.). Восьмой международной конференции по механике разрушения материалов (Киев, 1993 г.). По теме диссертации опубликована 21 статья.

Структура и обьем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, выводов, списка литературы, приложения и содержит страницы машинописного текста, 43 рисунка и 5 таблиц.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы, содержатся краткие сведения о характере разрушения при динамическом нагружении и методах оценки динамической прочности. Сделан вывод о необходи мости развития методов расчета напряженно-деформированного с-" тояния и кинетики трещин при динамическом нэгружении конструк ций, с учетом наличия дефектов и полей остаточных технологических напряжений.

В первой главе дан анализ работ, посвященных проблеме оценки динамической прочности. Показано, что для адекватного анализа динамической прочности конструкции необходимо учитывать ряд основных факторов: вид нагружения (импульсное, периодическое, тепловой удар), геометрическую неоднородность конструкции (концентраторы напряжений, дефекты), физическую неоднородность (по механическим и теплофиэическим свойствам), технологию изгото*,--

ления. Кроме того необходимо, умение определять НДС, с учетом вышеперечисленных факторов. И наконец необходимо использовать физически обоснованные локальные критерии разрушения, позволяющие прогнозировать как стадию зарождения разрушения, так и стадию его развития.

Ддя оцзнки НДС на стадии зарождения разрушения традиционно используются метода механики сплошной среды, а на стадам его развития - методы механики разрушения. В настоящее время используется разнообразные метода, среди которых различают аналитические, экспериментальные и расчетные. В то же время следует отметить, что метода оценки динамической прочности развиты не так хорошо, как метода оценки статической\прочности. Это объясняется как сложностью характера и быстротечностью процессов протекающих при динамическом нагрушнии (что чрезвычайно усложняет применение экспериментальных методов), так и идеализированнос-тью существующих моделей, описывающих этот процесс (в результате теоретическими решениями можно пользоваться только в случае упругой постановки и до момента времени прихода отраженных волн напряжений). В связи с этим широкое распространение получили численные методы расчета: метод конечных элементов, метод граничных интегральных уравнений, метод конечных разностей, метод весовых функций и другие, причем наибольшее внимание в силу своей универсальности и эффективности получил метод конечных элементов (МКЭ). Тем не менее следует отметить, что использование МКЭ для задач динамики происходит чашэ всего в "урезанном" виде. Определяются либо частоты собственных колебаний, либо ищется упругое решение, не всегда учитывается геометрическая нелинейность, наличие трещин и их развитие, упрощается форма конструкции. Все это происходит вследствш ограниченных возможностей вычислительной техники и несовершенства методов вычислений. Кроме того в некоторых случаях (в силу сложности математического формализования процессов протекающих в конструкции) определить НДС численными методами не удается. В этом случае оценку остаточного напряженно-деформированного состояния проводят с помощью экспериментально-расчетных методов. К недостаткам последних относят прежде всего то,. что с помощью них возможно определение НДС только на поверхности конструкции или получение среднеинтегральной оценки по ее толшдае.

■ ь

В связи с этим, для достижения поставленной цели необходим, решить следующий ряд взаимосвязанных задач:

1. Разработать метод и алгоритм расчета НДС, обусловлешшг технологией, изготовления и динамическим эксплуатационным нагруженном конструкцию метод должен позволять расчитывать НДС кон струкции в упругопластической области с учетом ее формоизменения, наличия дефектов и полей остаточных напряжений (ОН); реализация метода в виде пакета прикладных программ (ППП) на ПЭВМ.

2. Разработать метода и алгоритмы расчета параметров динамической механики разрушения, кинетики трещин в области маломасштабной и полной текучестаэлэментов конструкций; метода должны учитывать наличие остаточных напряжений, криволинейность траектории трещин, возможное контактирование ее берегов в неоднородных полях действующих напряжений; реализация их в виде ППП на ПЭВМ. ;

3. Разработать экспериментально-численный метод и алгоритм определения технологических остаточных напряжений; метод должен обеспечивать надежное определение неоднородных полей ОН в конструкции не только на поверхности, но и по толщине.

4. Провести оценку эффективности предложенных методов рзсче\ НДС и параметров динамической механики разрушения путем сопоставления их результатов с экспериментальными данными и аналитическими решениями; осуществить анализ прочности и долговечности реальных конструкций при динамическом нагружении на стадии изготовления и эксплуатации.

Во второй главе предложен метод решения динамической упругопластической задачи с использованием МКЭ. Математически постановка данной задачи осуществлена с позиции теории ней:«) термического пластического течения. Разработан алгоритм, пуляющий в условиях динамического нагружения определять: параметры напряженно-деформированного состояния в упруго-пластической области с учетом анизотропного упрочнения. Кроме того алгоритм дает возможность учитывать поля остаточных напряжений и деформаций; разнородность материала по свойствам; зависимость поверхности текучести от накопленной пластической деформации, темпе ратуры и скорости деформации; изменение формы конструкции в процессе нагружения.

При динамическом нагружении. напряженно-деформированное сос •

- о -

тиляие тела описывается уравнением движения совместно с начальными и граничными условиями, уравнениями связи перемещений и деформация,. деформаций ■ и напряжений. Для получения последних соотношзниц в пластической области воспользуемся теорией неизотермического пластического течения с учетом анизотропного упрочнения. В этом случае тензор приращений пластической деформации

прямо пропорционален девиатору активных напряжений: ■ р —<—р

А(-Р . з -, С А г »3 ¿61 „ /тч

61

где символ Кронекара; аБ^ - 2 /1г(О^рУ/З - интенсивность прирашэний пластических деформаций; 12- второй инвариант тензора; 3/2 Б^З,^- интенсивность активных напряжений;

ртп компоненты тензора микронапряжений, обусловленные эффектами анизотропного упрочнения. Условие текучести формулируется в следующем ввдэ: .

б^ФСк.Т.бр,

где поверхность текучести; * - X - параметр

Одквиста; т - температура; ^ - интенсивность скорости пластических деформаций.

В качестве основного алгоритма решения нелинейных деформационных задач принята итерационная схема метода переменных параметров упругости, предаоженного И.А.Биргером и развитого В.И.Махненко. Перзйдя к конечным приращениям и выполнив некоторые математические действия подумаем:

" 6тп " л«п ¿о > + 60 + , (2)

где )

Здесь * - гвременный параметр упругости; К - модуль объемного сжатия; б - модуль' сдвига; знак * означает, что рассматриваемые величины относятся к моменту времени ь-м., остальные величины относятся к моменту с. Компоненты тензора микронапряжений Рт, обусловленные эффектами анизотропного упрочнения, найдем из уравнения:

Пшч mn nui шг1 v • 1 • i ' nm *

где .*»(*,т,6£ ) - некоторая функция определяемая из экспериментальных данных.

Для построения дискретного аналога краевой задачи используется следующая система кояечноэлементных уравнений в динамической кой постановке:

[МЗ <"*> + [С] M + Ш<Ди) - <Fp> - <FCÎ . <4)

где [Ю , [M] . [Cl - соответственно матрицы жесткости, масс >. демпфирования, <Fp), iF*} - векторы сил обусловленные внешними нагрузками и остаточными деформациями соответственно, м, м, <диу - векторы ускорений/ скоростей и приращений перемещений соответственно.

Интегрирование системы конечноэлементных уравнений (4) можно осуществить различными способами, наибольшее распространение среда которых получили методы центральных разностей, Вилсона, Галеркина, Ньюмарка. Оптимальное и достаточно просто реализуемог-интегрирование уравнения (4) можно провести с помощью модифици рованной одаошаговои процедуры Вилсона в двух вариантах, отличу юсцихся числом членов разложения в ряд Тейлора функций: iuco>, <u<tD>, <uct3>. При этом рекуррентные соотношения имеют вид:

С [М МС) 4 [ К] ){">t - С [ MJ - ^ [K3)Mt_Al +

At» •• <5>

♦С £МЗ - -g- + <F„ht- «^t-At

(дГ- IM3 - [С] ♦ g- m)<u>t - ^

" ( St Г M] - lKï)<i»t.At+ <Fp>t-

При динамическом нагружении возможны значительные деформации в конструкции, что приводит к необходимости учета изменения геометриии тела. Учет геометрической нелинеяности в процессе деформирования осуществляли посредством пересчета матрицы жесткости [ КЗ (обусловленного изменением геометрии каждого конечной.-элемента), который проводили одновременно с ее корректировкой направленной на реализацию физической нелинейности. Такой подхо;: является весьма эффективным в случае решения упругоплэстических

задач методом переменных параметров упругости.

Проведено численное тестирование предложенного метода решения упругопластических задач применительно к анализу упругих колебаний стержня и бални. при импульсном нагружении, упругопла-стического деформирования пластины с центральной трещиной и диска с отверстием при динамическом нагружении, а также численному исследованию протери несущая способности цилиндрических образцов с круговой выточкой. Сравнение результатов расчета с аналитическими реиениями и экспериментальными данными показали хорошее соответствие (рис.1, 2).

В третьей главе предложены метода определения параметров динамической механики разрушения в условиях как хрупкого так и вязкого разрушения материала. Разработан алгоритм, позволяющий в условиях динамического нагружения определять параметры механики разрушения: траекторию (в том числе криволинейную) и скорость распространения трещины; скорость высвобождения упругой энергии в; Т*- интеграл; коэффициенты интенсивности напряжений. Кроме того алгоритм дает возможность учитывать контактирование берегов трещины и изменение формы конструкции в процессе нагружения.

Проанализировать условие страгивания трещины можно с позиции силового (достижение динамическим коэффициентом интенсивности напряжений вязкости разрушения К„) и энергетического (достижение скорости высвобождения энергии в вершине трещины критического значения критериев. Во втором случае определение б"1 можно осуществить либо методом податливости с учетом инерционных членов, либо с помощью энергетических интегралов при стягивании контура интегрирования в вершину трещины.

Моделирование развития трещины и определение ее траектории -второй аспект, который необходимо рассмотреть при численном решении динамической задачи механики разрушения. Продвижение трещины моделировалось двумя способами: последовательным раскреплением узлов лежащих вдоль траектории трещины и последовательным назначением в элементах у вершины трещины вдоль ее траектории модуля упругости, близкого к нулю: ЕТ-Е*<<Е (Е-модуль упругости основного материала). Последний способ моделирования для тревдш с криволинейной траекторией более рационален, поскольку позволяет достаточно просто учитывать различные граничные условия в элементах полости трещины (частичное контакта-

рование берегов трещины, обусловленное взаимодействием остатчч ных и эксплуатационных полей напряжений) в зависимое:';и от зичк напряжений 6уу в этих элементах (знак 'относится к местной сис теме координат, ось х'-вдоль касательной к траектории трещины). При таком способе моделирования, если трещина находится в неод нородном поле напряжений и на некоторых участках по ее длине

_ ' а

раскрывается, что соответствует условию 6уу>0. принимаем Ет-Е и, следовательно, на этих участках трещина не сопротивляется приложенным нагрузкам (рис.З). В местах, где происходит сопри косновение берегов трещины, т.е. 6уу~о, для элементов полоста трещины Ет-Е и возможны два варианта: отсутствие проскальзывания ее берегов (£ »"О, 6__и его наличие ( £ ><0, 6-0). i

ху д/ ку ху

первом случае с точки зрения передачи силового потока тело раба тает как монолит, во втором происходит передача только нормаль ных напряжений.

Определение скорости роста трещины (СРТ) является достаточно сложной задачей. В настоящей работе СРГ предлагается определять, на основе энергетического критерия для движущейся трещины:

А - U + Т + D, СП

где а- работа внешних сил, и- энергия упругих деформаций, ï кинетическая энергия, D- сумма всех необратимых составляющие энергий (свободная поверхностная энергия, энергия, идущая л." пластическое деформирование и т.д.).

Учитывая, что скорость высвобождения упругой энергии » динч мичвскон случае Gd"-^A-U-T), а поверхностная энергия разрушения a^-do/dL, энергетический критерий движущейся трещины прини мает вид:

Gd - Zr (8)

Скорость высвобождения упругой энергии в случае образован!» новой поверхности трещины длиной ль в предельном переходе пру L-»o представим как работу "сил сцепления" по берегам трещины з-, время ¿r-AL-'v (время прохождения вершиной трещины расстояния со скоростью v ), величина которой для дискретной модели зави сит от характера изменения этих сил во времени. При использовч нии конечноэлементных моделей акт продвижения трещины (проскок, предлагается осуществить следующим образом. Силы сцепленm берегов трещины, пропорциональные жесткости элементов полост;-

трещины, характеризующейся модулем упругости трещины Ет, уменьшаем за время дт практически до нуля ( Ет-Е*-0 ) по следующему по закону:

* ' * к Е/Р-Еа-Е^Ч"^) + Е , .1-1, к; (9)

I«»

Применение данного способа моделирования продвижения трещины наиболее адекватно описывает процзсс непрерывного ее развития в сплошной среде, поскольку снижение значения Ет за время Дт с точки зрения анализа скрорости высвобождения упругой энергии в можно интерпретировать как процесс последовательного продвижения вершины трещины на величину и тем самым как бы уменьшается характерный шаг ее продвижения.

Уравнение (8) является нелинейным, так как в общем случае левая и правая части являются функциями скорости роста трещины V. Раскрытие нелинейности выражения (8), т.е. определение скорости роста трещины, при которой удовлетворяется энергетический баланс, предлагается осуществлять с помощью итерационной процедуры, при этом рекуррентная формула для величины V записывается в виде:

Проведенное сопоставление результатов расчета по предложенному алгоритму с экспериментальными данными по кинетике трещины в эпоксидной смоле "аралдат-В" показало их хорошее соответствие (рис.4).

В■настоящее время для анализа устойчивости квазистатического подрастания трещины обычно используют концепцию ^-кривых и модуля разрыва. Суть подхода заключается в допущении, что процзсс разрушения, происходящий у вершины субкригически развивающаяся трещины, контролируется двумя параметрами: приращением длины трещины и и - интегралом Черепанова-Райса, введенного для нелинейно-упругого тела. Иными словами предполагается, что зависимость ис до однозначно определяет сопротивление субкритическому росту трещины, независимо от вида приложенной нагрузки (при условии монотонного характера нагружения) и геометрии образца. Численные исследования проведенные автором показали, что ч)в- кривые не являются инвариантными для образцов нагружаемых по различным схемам (даже при монотонном нагружении)

и следовательно их использование для прогнозирования субкрити ческого роста трещины может привести к неконсервативной оценкг (рис.5). Проведенные МКЭ исследования показали, что при монотонном квазистатическом или динамическом нагрушении НДС у вершины движущейся трещины однозначно контролируется Т- интегралом

(рис.6):

Т*ш lim f [С U + К )nt- ] dr. (II)

г

где U-J б. jd^v j - Аолная работа напряжений на соответствущих деформациях (рассчитанная на единицу объема); К- кинетическая энергия на единицу объема; t, - проекция на ось х. вектора усилий на контуре и.- компоненты вектора перемещений;

nt - проекция на ось xt единичной внешней нормали к контуру г^ ось х - вдоль касательной к трещине; Гд- контур интегрирования, охватывающий вершину трещины.

На основании выявленных закономерностей разработан численный метод анализа субкритического и закритического (динамического) развития трещины при вязком разрушении, сводящийся к обеспечению ВЫПОЛНеНИЯ условия Т*<Д1-> «const «J

Предложен экспериментально-расчетный метод определения Jif. с использованием диаграммы p-al, полученной для одного образца

и не требующей точной фиксации момента старгга трещины. В основе

—*

метода лежит концепция постоянства параметра Т при развитии трещины, иными словами, концепция однозначного соответствия диаграммы p-al с условием: t*<^-c°nst«jjc.

В четвертой главе представлен экспериментально-расчетный метод определения остаточных напряжений (ОН) в любом сечении двумерного тела произвольной формы. Метод базируется на поэтапном решении обратной задачи упругости, исходной информацией для которой являются экспериментально замеренные в произвольной точке тела деформации, возникающие в процессе механической разрезки тела по сечению, в котором определяются остаточные напряжения. Проведенное сопоставление результатов полученных с помощью предложенного метода, с данными полученными экспертной -тальным методом послойного стравливания и численным решением прямой задачи МКЭ показали хорошее совпадение (рис.?).

В пятой главе демонстрируется практическое применение

ТГ1 - 1 о -

разработанного в предыдущих главах метода расчета динамической прочности конструкций. Б качестве примеров были выбраны расчеты: прочности и долговечности коллектора парогенератора ПГВ-ЮОО и стыковых сварных соединений. Такой выбор обусловлен тем. что на данных примерах наглядно видно как пренебрежение при проектировании конструкции влиянием технологических остаточных напряжений, обусловленных взрывной технологией изготовления или импульсным характером нагружения, приводит к фатальным последствиям при эксплуатации указанных конструкций.

Коллектор ПГВ-ЮОО в его центральной части представляет собой цилиндр высотой Нк-2100 мм, с внутренним диаметром о>.-834 мм и толщиной стенки Бк-170 мм из стали 10ГН2МФА перфорированный сквозными отверстиями диаметром ^оте-1б,25 мм,в которые заваль-цовываются концы теплообменных трубок из стали 08Х18Н10Т (внутренний радиус Явн-6,5 мм, толщина стенки б -1,5 мм). Перфорированная зона коллектора имеет 11000 отверстий. Разбивка отверстий производится в шахматном порядке. Шаг между отверстиями в осевом направлении 38 мм, в окружном на наружной поверхности 30,8 мм. Трубки запресовываются в коллектор посредством взрыва.

Расчетную оценку долговечности коллекторов ПГВ-ЮОО осуществляли в следующем порядке. На первом этапе определяли НДС, обусловленное взрывной технологией завальцовки труб в коллектор. На втором этапе осуществляется анализ НДС коллектора при взаимодействии остаточных технологических и эксплуатационных напряжений и соответственно расчет зависимостей интенсивности пластической деформации и ее скорости от времени. При анализе НДС в данном случае учитываются термические напряжения, обусловленные разностью коэффициентов линейного расширения аустенигноя трубки и перлитного корпуса коллектора. На третьем этапе проводится расчет долговечности Тр и повревдаемости о наиболее нагруженных зон коллектора в соответствии с критерием квазистатического повреждения с учетом воздействия коррозионной среды:

о-- (1и

.1 е,сер> ) е с?э

^ о о

где %р - долговечность по условию образования трещины, -

критическая деформация, зависящая от скорости деформирования 6,

конкретного состава водной среды и температуры. Результаты расчетов на каждом из этапов представлены на рис.8-9. Сопоставление расчетной долговечности с данными по фактическому ресурсу коллектора показало весьма удовлетворительное их соответствие.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ

1. Разработан метод и алгоритм расчета НДС при динамическом нагружении конструкции; метод позволяет расчитывать НДС конструкции в упругопластической области с учетом ее формоизменения, наличия дефектов и полей остаточных напряжений; алгоритм метода реализован в виде пакета прикладных программ (ППП) на ПЭВМ.

2. Предложен и опробован способ, позволяющий при решении задачи МКЭ учитывать формоизменение конструкции в процессе ее деформирования вплоть до потери ее пластической устойчивости.

3. Разработан и представлен безитерационный метод, обеспечивающий моделирование условия плоских сечения при решении МКЭ задач с периодически изменяющейся системой возмущающих факторов <силы, температуры, начальные деформации и т.д.) и регулярной геометрической структурой.

4. Разработаны методы и алгоритмы расчета параметров механики разрушения и кинетики трещин при динамическом нагружении в области маломасштабной и полной текучести элементов конструкция; метода позволяют определять траекторию трещины, скорость ее роста и учитывают наличие остаточных напряжений, возможное контактирование ее берегов в неоднородных полях действующих напряжений; алгоритмы методов реализованы в ввде ППП на ПЭВМ.

5. Разработан экспериментально-численный метод и алгоритм определения технологических остаточных напряжения; метод эбеспе чивает надежное определение неоднородных полей ОН в произвольном сечении конструкции.

6. Разработан экспериментально-расчетный метод определения с использованием диаграммы р-ль, полученной для одного

образца и не требующей точной фиксации момента старта трещины.

7. Показано, что о - кривые зависят от схемы (вида) нагруже-ния и следовательно их использование для прогнозирования субкритического роста трещины в конструкции может привести к неконсервативной оценке.

8. Показано, что при импульсном нагружении сварных соединений происходит уменьшение критической деформации по сравнению с идентичным параметром при статическом нагружении. Такое снижение может быр> связано не с охрупчиваниеы материала при высоких скоростях деформирования, а со свободными колебаниями сварного соединения, приводящими в зонах концентрации напряжений к знакопеременному улругопла стаче скому деформированию.

9. Проведена оценка эффективности предложенных методов анализа НЦС и параметров динамической механики разрушения путем сопоставления результатов расчетов с экспериментальными данными и аналитическими решениями; выполнен анализ прочности и долговечности узлов конструкций различного назначения.

Основное содержание работы отражено в следующих работах:

1. Стаканов В.И., Костылев В.И., Логиневская Л.В. Определение коэффициентов концентрации напряжений в сварных соединениях методом конечных элементов//Тр. ЛКИ: Вопросы изготовления, сварки и монтажа судостроительных конструкций.-1982.-С.129-134.

2. Исследование методом конечных элементов влияния геометрических параметров швов тавровых и крестообразных • сварных соединений на концентрацию напряжений/Ю.И.Рыбин, В.И.Стаканов, В.И.Костылев и др.//Автомат, сварка.-1982.-С. 16-20.

3. Исследование влияния геометрического оформления швов тавровых и крестообразных сварных соединений на концентрацию напряжений/В.И.Стаканов, В.И.Костылев, Л.В.Логиневская и др.// В кн. Математическое моделирование металлургических и сварочных процессов.-М. ■."Металлургия, 1983.-С.83-92.

4. Напряженно-деформированное состояние цилиндрической заготовки цри поперечной осадке выпуклым и вырезным бойками/ Л.П.Белова, А.Н.Дубков, В.И.Костылев, Ю.И.Рыбин/Вопр. судостроения. Сер. Металловедение. Металлургия.-1983.-Вып.37.-С.32-41.

5. Рыбин Ю.И., Стаканов В.И., Костылев В.И. Оптимизация конструктивного оформления угловых швов сварных соединений// Надежность и долговечность машин и сооружений.-1983.-1М.-С.55-63.

6. Рыбин Ю.И., Костылев В.И. Кинетика напряженно-деформиро-ьанного состояния при поперечной осадке цилиндрической заготовки тремя бойками// Вопр. судостроения. Сер. Металловедение. Металлургия.-1984.-Вып. 41.-С.59-68.

- Ib -

7. Стаканов В.И., Костылев В.П., Рыбин Ю.И. О расчете коэффициента концентрации•напряжений в стыковых сварных соединения). //Автомат. сварка. -1987. -Ш. -С Л9-23.

8. Костылев В.И., Стаканов В.И. Концентрация напряжений в крестообразных сварных соединениях при передаче нагрузки через разрезные эленента/УСудостроит. пром-сть. Сер. Сварка. 1887.-Вып.4.-C.II-I4.

,9. Костылев В.И., Стаканов В.И. Концентрация напряжений б тавровых и крестообразных сварных соединениях при передаче нагрузки через неразрезной элемент//1ам же.-Сер. Сварка.-1987.-Вып.4.-С.15-24.

10. Кархин В.А., Костылев В.И., Стаканов В.И. Влияние геометрических параметров стыковых, тавровых и крестовых соединения на коэффициент концентрации напряжэний//Автомзт. сварка.-1988.-^3. C.6-II.

11. Карзов Г.П., Костылев В.И., Марголин Б.З. Определение параметров механики разрушения и скорости распространения трещины при импульсном нагружении элементов конструкций// Судостроит. пром-ть. Сер. Материаловедение: сварка.-1989.- Вып.7.-С.87-95.

12. Карзов Г.П., Костылев В.И.Марголин Б.З. Применение МЮ к анализу напряженно-деформированного состояния элементов конструкций при импульсном нагружении//Там же.- Сер. Материаловедение: сварка.-1989.-Вып.7.-С.76-87.

13. Костылев В.И., Марголин Б.З. Решение МКЭ динамической упругопластическоя задачи механики разрушения. Сообщение I. Динамическая упругопластическая задача//Пробл.прочности.-1990.-W7.-C.6-I3.

14. Костылев В.И., Марголин Б.З. Решение МКЭ динамическом упругопластической задачи механики разрушения. Сообщение г,. Закригическое развитие трещины//Там же.-1990.-М7.-С.12-19.

15. Костылев В.И., Кузнецов Б.А., Марголин Б.З. Экспериментально-расчетный метод определения остаточных напряжений// Судостроит. пром-сть. Сер. Материаловедение: сварка.-I99I.-Вып,II.-С.17-23.

16. Марголин Б.З., Костылев В.И., Гуленко А.Г. Анализ разяи тия трещин при хрупком и вязком разрушении//Механика разрушения и прочность сварных соединений и конструкций.-Л.: ЛДНТП, 1991. С.55-59.

17. Гуленко А.Г., Костылев В.И., Марголин Б.З. Расчетный анализ НДС коллектора возникающего в процессе его изготовления и эксплуатации//Судостроит. пром-сть.-Сер. Материаловедение: сварка.-1991.-Вып.12.-С.29-42.

18. Костылев В.И., Марголин Б.З., Сафаров Э.Г., Токарев П.В. Особенности упругопластического деформирования диска с отверстием при динамическом нагрушнии//Судостроиг. пром-сть. Сер. Материаловедение: сварка.-1992.-Вып.13.-О.76-81.

19. Марголин Б.З,, Костылев В.И. Моделирование условий плоских сечениа в МКЭ//Пробл. прочности.-1993.-N5.-С.35-38.

20. Марголин Б.З., Костылев В.И. Расчетный анализ развития трещины при вязком разрушении//Там же.-1992.-1Я0.-С. 3-14.

21. Костылев В.И., Марголин Б.З. Особенности деформирования и разрушения сварных конструкций при импульсном нагруженииУ/ Там же.-1993.-№5.-0.21-26.

ПИ.и

Н-ШОР

10 М0>

ь

Рис.1. Зависимость перемещения конца стержня /а/, кинетическ энергии энергии Т и энергии деформации w /б/, г; функции прогиба балки по длине /в/ для различных мимог.

времени (---- решение Тимошенко, —*--- ,

решение МКЭ с использованием уравнений (5) и <;•) сс.- .'т-ственно, Т - периен г:"гненных колебаний, н-к- цмЯ

Хевисчи;^).

■ - 2. Зависимость р-ч при т=-100°С /а/, и т=-60°С /б/ при растяжении цилиндрического образца (сталь 15Х2МФА) с надрезом (I. - расчет МКЭ с учетом геометрической нелинейности, 3 -эксперимент). Распределение остаточных деформаций сгг /в/, по поверхности кольцевого образца, вызванных высокоскорост ным деформированием на внутренней поверхности отверстия (--расчет, • - эксперимент).

* а

Рис.3. Эскиз стыкового сварного соединения /а/, зона концентрат напряжений с трещиной /б/, конечноэлементное моделирован: трещины /в/ (ним элементы с Е =Е ; С^П - с Е =Е).

К' .Жан"

Рис.4. Расчетные и экспериментальные зависимости /а/ динамичес.чс го КУШ /I/, длины трещины /2/, ее скорости /3/ от времен'/

(точки - экспериментальные- данные, -------- гчсч^т МЬ':>

Кривая динамической вязкости разрушении /б/.

Рис. 5. Зависимость Т* и а - интегралов от приращения длины трещины Д1_ для различных типов образцов.

<-

-)

Рис.в. Различные контуры интегрирования для стационарной

и движущаяся н(—•—) трещины / а, б / при расчете зависимости - интеграла от приращения длины трещины л|_ / в / : т». Та - расчет по контуру I и 2 соответственно, J - расчет -г-интегралз по внешнему контуру.

« -у**

5

Рис.7. Схема нагружения образца /а/ и распределение остаточны-сварочных напряжений в нем по высоте /б/: 1,2- решен», по предложенному методу на основании показаний да1чши 1 1,2 соответственно? 3- решение прямой упругопластичесж.ч-. задачи. Распределение остаточных напряжений /г/ по высота-образца /в/, подвергнутого предварительной плзстическ". деформации (ППД): I- для образца I; 2, 3 - для образа. 2. с шагом разрезки д!=0,1 и 0,05 мм соответственно: слой металла, подвергнутый ПГЩ.

бе Mfla

Т,Р

'£«=18 И Па

•Ха,=300°С

Т,Р

О Ю

^Юц ( выход на режим)

<Эв)ИПа

ъ

ЮООО ЯГ, ЧАС

Я:=10000ч

0в МПа

Рис.8. Эскиз коллектора ПГВ-IOQO и схема его нагружения при взрывной запрессовке трубок /а/, распределение остаточных (локальных и общих) напряжения ба (Mua) в узле коллектора посла взрывной запрессовки труоок /б/, при термосиловой нагрузке (выход на режим) Т - 10 часов /в/ и времени эксплуатации t - IOOOO часов /г/.

Щ&ло* D

РАсчет долговечности в точке е(щель.)

а

jcf

(^/повреждение /

ЮО00

lу влечет долговечности в точке i itvotm) _ / поверхность / 0 р

1 П- fy&L/го®"31"'

X ¿Г .'сыч' •••'! ЕС --

/Х^Л0 «>Ои -v •, ;и. •

f ЬОои

ЯГ ЧАС

tue.У. Кинетика пластической деформации и повреждения ь

недовалыювки в точке I /а/ и в точке 2 /б/ . оц^п'..; долговечности коллектора при штатном его изготоклпн/к (взрывная зчпгоссовка) и зке.и.уатэшш.