Прочность толстолистовых сварных конструкций судов и океанотехники в арктических условиях

Г.Б. Крыжевич

ФГУП «Крыловский государственный научный центр», Санкт-Петербург

ПРОЧНОСТЬ ТОЛСТОЛИСТОВЫХ СВАРНЫХ КОНСТРУКЦИЙ СУДОВ И ОКЕАНОТЕХНИКИ В АРКТИЧЕСКИХ УСЛОВИЯХ

Объект и цель научной работы. Объектом работы являются толстолистовые сварные конструкции морской техники, эксплуатируемые при температуре -40 °С и ниже. Действующие нормативные требования классификационных обществ к трещиностойкости сварных соединений таких конструкций обычно не удается выполнить по ряду технологических и экономических причин, что при формальном подходе ведет к запрету эксплуатации при низких температурах. Целью работы является разработка альтернативного подхода к обеспечению прочности (хладостойкости) сварных конструкций на основе использования разработанного нового метода прямого расчета сварных конструкций на статическую прочность с учетом реально достигаемых показателей трещиностойкости и пластичности материала сварных соединений. Материалы и методы. Метод расчета прочности предусматривает использование конечно-элементных процедур в сочетании со способами проверки прочности стальных конструкций по критериям хрупкого разрушения и предельного пластического деформирования.

Основные результаты. Разработан новый метод выполнения проверочного расчета статической низкотемпературной прочности судовых конструкций и предложены изменения в системе нормативных требований к трещиностойкости и прочности при низких температурах применительно к толстолистовым конструкциям, эксплуатирующимся в арктических условиях. Заключение. Разработанный метод обеспечит безотказность и эксплуатационную безопасность конструкций арктических судов и океанотехники. На основе этого метода сформирована новая технология создания конструкций с уменьшенными экономическими затратами.

Ключевые слова: трещины, прочность, Арктика, конструкции сварные, океанотехника, температурные условия. Автор заявляет об отсутствии возможных конфликтов интересов.

Для цитирования: Крыжевич Г.Б. Прочность толстолистовых сварных конструкций судов и океанотехники в арктических условиях. Труды Крыловского государственного научного центра. 2017; 2(380): 32-41.

УДК 629.5.02:624.04(211) DOI: 10.24937/2542-2324-2017-2-380-32-41

G.B. Kryzhevich

Krylov State Research Centre, Moskovskoe shosse 44, St. Petersburg, Russia

STRENGTH OF THICK-SHEETED WELDED STRUCTURES OF SHIPS AND MARINE STRUCTURES IN THE ARCTIC

Object and purpose of research: This paper studies thick-sheeted welded structures of marine technology operating at the temperatures of-40X and lower. Current regulations of classification societies regarding fracture resistance of welded joints for these structures are usually impossible to meet for a number of technological and economic reasons, which, if regarded formalistically, might result in prohibition of operation at low temperatures. The purpose of this work is to develop an alternative approach to ensuring strength (cold resistance) of welded structures based on the newly-developed method of direct static strength calculation for welded structures, with consideration of really achievable fracture resistance and plasticity parameters of the welded joint material.

Materials and methods: The strength calculation method suggested in this paper implies FEM-based procedures in combination with strength verification methods for steel structures, as per the criteria of brittle failure and ultimate plastic straining.

Main results: The paper suggests a new verification calculation method for the static low-temperature strength of ship structures, and also suggests the alterations in the system of regulations regarding fracture resistance and strength at low temperatures for the thick-walled structures operating in the Arctic.

Conclusion: The method developed in this work will ensure trouble-free operation and operational safety of the structures applied aboard Arctic ships and marine structures. This method is the basis for the new technology that will allow development of structures at lower costs.

Keywords: fractures, strength, Arctic, welded structures, marine structures, temperature conditions. Author declares lack of the possible conflicts of interests.

For citations: Kryzhevich G.B. Strength of thick-sheeted welded structures of ships and marine structures in the Arctic. Transactions of the Krylov State Research Centre. 2017; 2

УДК 629.5.02:624.04(211) DOI: 10.24937/2542-2324-2017-2-380-32-41

Введение

Introduction

В настоящее время проверка прочности сварных конструкций судов и других объектов морской техники, эксплуатирующихся в низкотемпературных (арктических) условиях, выполняется на основе традиционных расчетов их напряженно-деформированного состояния и последующего установления соответствия его параметров единым нормам прочности, соответствующим как обычным, так и арктическим условиям эксплуатации [1, 2]. Если исключить из рассмотрения специальные вопросы, относящиеся к проблемам создания емкостей для перевозки сжиженного газа и других подобных объектов криогенной техники, то можно констатировать, что выбор конструктивных решений, направленных, прежде всего, на снижение концентрации напряжений, возникающих при действии эксплуатационных нагрузок, осуществляется в соответствии с действующими нормами классификационных обществ без учета особенностей температурных условий эксплуатации. Требования к технологическим процессам сварки и сборки, обеспечивающие низкие уровни сварочных напряжений и деформаций, также не учитывают эти особенности. Специфика обеспечения низкотемпературной прочности (хладостойкости) состоит в проверке некоторых дополнительных требований, относящихся к материалу конструкции и ее сварным соединениям [1, 2].

При формулировке таких требований учитывается важная особенность сталей — наличие существенного изменения их механических свойств (вязко-хрупкого перехода) при пониженных температурах и, как следствие, возможности появления хрупких разрушений. Главные факторы, способствующие хрупкому разрушению - низкая температура и высокая жесткость напряженно-деформированного состояния, вызванная концентраторами напряжений и неизбежными дефектами, приобретаемыми при изготовлении и эксплуатации конструкций. В определенной степени такому разрушению могут способствовать также и динамические ледовые нагрузки.

Целью работы является анализ ситуаций, при которых не удается в полной мере выполнить существующие требования по трещиностойкости, и разработка альтернативного подхода к обеспечению хладостойкости сварных конструкций на основе использования нового метода расчета сварных конструкций на статическую прочность с учетом низкотемпературных условий эксплуатации.

Анализ возможности выполнения требований к трещиностойкости сварных соединений толстолистовых конструкций при низких температурах

Analysis of the possibility to meet fracture resistance requirements to weldedjoints of thick-walled structures at low temperatures

В соответствии с «Правилами...» [1], суда, удовлетворяющие требованиям к длительной эксплуатации при низких климатических температурах, могут получить к основному символу класса дополнительный знак WINTERIZATION (DAT), где в скобках указывается расчетная внешняя температура, обычно определяемая как минимальная суточная температура, достигаемая за пятилетний период. Например, DAT должна быть не выше -40 °С для ледоколов классов Icebreaker7 - Icebreaker9 и судов ледового плавания классов Агс7 - Агс9 [1]. Правила Российского морского регистра судоходства (РМРС) предусматривают для таких конструкций применение соответствующих марок стали с верхним индексом Агс и числовым значением DAT в градусах Цельсия. Такие стали могут применяться до указанной температуры без ограничений. Данная практика поддерживается российской системой сертификации материалов, включающей несколько видов испытаний на хладостойкость в соответствии с требованиями Регистра.

Полный объем испытаний обычно включает определение химического состава, микроструктуры, стандартных свойств (включая испытания на растяжение в полной толщине), а также специальные испытания по определению применимости стали по хладостойкости (испытания по определению критических температур вязко-хрупкого перехода) [15]. Российская практика сертификации предусматривает следующие виды испытаний для проверки хла-достойкости стали:

общепринятое построение зависимостей работы, затрачиваемой на ударное разрушение образцов Шарпи, от температуры;

испытания на вязкость разрушения при нескольких температурах для определения температурного диапазона, в котором удовлетворяются требования по критическому раскрытию трещины в ее вершине (оценка характеристики трещиностойкости материала CTOD) ;

определение температуры нулевой пластичности (NDT) по стандарту ASTME 208 [7], то есть максимальной температуры, при которой стандартные образцы хрупко разрушаются при ударном трехточечном изгибе;

определение температуры вязко-хрупкого перехода Ткб (критической температуры, определяемой на полнотолщинных образцах с надрезом), которая соответствует 70 %-ной вязкой составляющей в изломе образцов, разрушенных статическим трехточечным изгибом.

Используемый в российском судостроении метод механических испытаний для определения Ткб предназначен для проверки условий распространения и остановки трещины, а круглый надрез приводит к достижению предельной несущей способности образцов, то есть накоплению при испытании такого количества упругой энергии, когда энергия, высвобождаемая при продвижении трещины, не зависит от условий ее стра-гивания. Метод был тщательно изучен для определения значимых факторов, влияющих на результаты испытаний [8]. Для обеспечения стабильности и повторяемости результатов испытаний предусмотрена градация размеров образца и строгая регламентация условий нагружения. Принятая процедура испытаний для определения Ткб описана в «Правилах...» [2]. Хотя этот вид испытаний в большинстве случаев дает наиболее консервативную оценку хладостойкости металла листового проката, он все же не может заменять другие виды испытаний при сертификации.

Наибольшие трудности обычно возникают при выполнении нормативных требований к трещино-стойкости сварных соединений. В качестве основной характеристики этого качества, регламентируемой «Правилами.» [1, 2], рассматривается критическое значение параметра раскрытия в вершине трещины (5сг) металла сварных соединений. Требуемые критические значения CTOD представлены в табличном виде. Они приблизительно соответствуют следствию из условия прочности сварной конструкции по критерию хрупкого разрушения [16]:

Scr >(1,3 -1,4)сттsmax/E,

где smax - максимальная толщина конструктивного элемента; стт - предел текучести; Е - модуль упругости.

Правилами РМРС предусматривается проведение испытаний с использованием образцов типов SENB (single edge notch bend) и CT (compact tension), включенных в известные стандарты [9-11]. Тип SENB [9, 10] соответствует типу 4, тип СТ - типу 3 по ГОСТ 25.506-85 [11]. Толщина образца должна быть по

возможности приближена к максимальной толщине проката, изготавливаемого по одобренной Регистром технологии для производства Дге-сталей, или к максимальной толщине элементов конструкции, свариваемых с применением технологических процессов сварки, одобренных Регистром. Температура испытаний должна соответствовать минимальной (расчетной) температуре эксплуатации конструкции. Для районов Арктики это -40 °С и ниже. Испытания листового проката «на свариваемость» проводятся для металла зоны термического влияния (ЗТВ) при расположении исходного фронта трещины в отдельных «целевых структурах» (расположенных по линии сплавления). Сварка осуществляется по разделке с одной прямой кромкой. Наиболее низкие результаты обычно регистрируются для крупнозернистой составляющей зоны термического влияния у границы сплавления [12]. При квалификации сварочных процедур исходный фронт трещины располагается по оси симметрии стыкового шва. При этом плоскость надреза перпендикулярна поверхности образца, направление распространения разрушения - вдоль направления сварки.

Согласно [1, 2], с требуемым значением должна сопоставляться средняя величина 5cr; при этом минимальное значение должно быть не менее 0,5 от среднего. При невыполнении какого-либо из этих условий минимально необходимый объем испытаний (3 корректных значения CTOD) может быть увеличен до 5 и более, что дает возможность отбросить один минимальный результат.

Оцениваемая таким образом трещиностойкость металла сварных соединений низколегированных сталей, выполненных с применением сварочных материалов, соответствующих наиболее жестким требованиям по хладостойкости, часто оказывается неудовлетворительной. Результаты определения параметра трещиностойкости CTOD при температуре -40 °С и ниже в толщинах более 30 мм часто не удо -влетворяют требованиям Правил РМРС.

Аналогичные результаты и выводы получены зарубежными исследователями, анализирующими применимость материалов в условиях Арктики. В ряде работ (например, [13]) отмечается, что существующие редакции стандартов Norsok М 101, ISO 19902, ISO 19904-1, регламентирующих строительство конструкций оке-анотехники, фактически не распространяются на низкие температуры (ниже -30°С). Для оценки возможности применения существующих в них критериев по CTOD (близких к указываемым в правилах Регистра) при низких температурах проводились обширные исследования трещиностойкости металла сварных соедине-

ний, выполненных по принятым для офшорных конструкций технологиям. Авторы ряда публикаций, представленных в материалах ежегодной международной конференции ISOPE (International Society of Offshore and Polar Engineers) [13, 14, 23], приходят к тем же выводам: при температуре испытаний стандартных образцов типа SENB натурной толщины ниже -40 °С для металла крупнозернистой зоны термического влияния и металла сварного шва низколегированных сталей характерно экстремальное рассеяние данных по CTOD с высокой вероятностью получения неприемлемо низкой трещиностойкости. В работе [17] отмечается, что «... из этих результатов могут быть сделаны различные заключения. Можно признать, что для условий Арктики к настоящему времени нет материалов и технологий, обеспечивающих уровень трещиностойкости, безусловно гарантирующий предотвращение хрупких разрушений. Для получения положительных результатов испытаний на CTOD необходимы применение сварочных материалов с повышенным содержанием никеля и высоколегированных материалов аустенитного класса и ограничение тепловложения при сварке. Однако все эти мероприятия связаны с большими дополнительными затратами на строительство конструкций, и необходимо осознавать, что такие решения возможны лишь после убедительных доказательств их необходимости, либо в результате крупномасштабного эксперимента, подтверждающего выбор критерия трещиностойкости в приближенных к натурным условиям, либо после какой-либо аварии, инициированной хрупким разрушением».

Второе заключение, которое авторы работы [17] считают более продуктивным, состоит в необходимости подробного анализа корректности применяемых методик испытаний на трещиностойкость. При таком анализе пытаются удостовериться, что величины, получаемые при стандартных испытаниях образцов SENB натурной толщины, не являются чрезмерно консервативными.

Несмотря на всю сложность методической стороны экспериментальной оценки трещиностойкости, выполнение всех существующих требований к хладо-стойкости и трещиностойкости, изложенных, например, в «Правилах.» [1], является обязательным для всех объектов морской техники, находящихся под наблюдением РМРС. Вместе с тем совершенно очевидно, что при невозможности строгого выдерживания этих нормативов применительно к толстолистовым конструкциям судов и сооружений при температуре порядка -40 °С и ниже необходимы дополнительные обоснования возможности отступления от них путем проведения соответствующих прямых расчетов прочности. Их методические основы обсуждаются ниже.

Дополнительный анализ прочности и хладостойкости конструкций при неполном выполнении нормативных требований к трещиностойкости сварных соединений при низких температурах

Additional strength and cold resistance analysis of structures that only partially comply with fracture resistance regulations for the welded joints at low temperatures

При невозможности выполнения действующих нормативов по трещиностойкости сварных соединений [1, 2] рекомендуется выполнение расчетных и экспериментальных исследований прочности конструкций в условиях низких температур с использованием упрощенной системы нормативных требований к хладостойкости сварных соединений. Ниже описаны основные особенности оценки запаса прочности сварной конструкции с учетом характеристик жёсткости напряженного состояния узлов конструкции, а также с учетом других факторов, способствующих появлению хрупких разрушений. К таким факторам относится, в частности, пониженная температура.

Критерии разрушения

В соответствии с представлениями, развивавшимися А.Ф. Иоффе, Н.Н. Давиденковым и Я.Б. Фридманом и усовершенствованными Л.А. Копельманом [18], хрупкое разрушение в материале конструкции происходит при одновременном выполнении двух условий:

^ ^ ;

где сту - интенсивность напряжении или эквивалентное напряжение по Мизесу; ст1 - максимальное главное напряжение; 5отр. - напряжение нормального отрыва, являющееся характеристикой материала, не за-висящеи от температуры его испытании.

Для оценки напряжения нормального отрыва можно использовать формулу [19]:

5отр./СТв = 1 + 1,4Ук ,

где - относительное сужение площади поперечного сечения стандартного образца при разрыве; СТв - предел прочности. Минимальные значения напряжений нормального отрыва конструкционных сталей зависят от диаметра зерна феррита в стали йз [18]:

5отр. = 20 +11,, кГ/мм2 ( d3 в мм).

Если условие (2) не выполняется, а в зоне концентратора напряжений удовлетворено только условие (1), то перед разрушением наблюдается пластическое деформирование. При его наличии в качестве критерия разрушения целесообразно рассматривать соотношение между достигнутым уровнем интенсивности пластических деформаций epi и предельным значением интенсивности в^6*' , предложенное

Н.А. Махутовым [19]. Данный деформационный критерий, основанный на физической модели пластического разрыхления, сопровождающегося образованием пор и микротрещин, имеет вид

вр1 > в^.

Интенсивность пластических деформаций вр1 может быть определена как функция значений главных пластических деформаций вр1, вр2 и вр3 в рассматриваемой точке (в элементе):

i2

3

pi = ^(вр1 - вр2 )2 + (вр2 - вр3 )2 + (вр3 - вр1 )2 .

Известно, что важнейшим фактором, влияющим на пластическое деформирование материала, является интенсивность напряжений

7

-Тг-,

где ст ^ - главные напряжения.

Среднее напряжение ст0 = (ст1 + стг + ст3)/3 не вызывает пластической деформации, а влияет только на упругое изменение объема. Если ст1 = 0 , то любой металл будет упругим и хрупким. Если максимальное главное напряжение ст1 < 0 (т. е. происходит сжатие), то микро- и макротрещины закрываются, увеличивая пластичность металла. Если металл подвергается трехосному растяжению, как это обычно бывает у острых концентраторов напряжений в конструкциях, его пластические свойства резко снижаются. Учитывая эти обстоятельства, предельное значение интенсивности пластической деформации ек определяется с учетом соотношения между интенсивностью напряжений ст 1 и средним напряжением ст 0 [19]:

еррг~ = д^г,

где Бе = Кест;/(3ст0) ; еррел' - предельная пластическая деформация, найденная по результатам испытаний стандартных образцов цилиндрической формы

при одноосном растяжении; Ке - коэффициент, учитывающий свойства материала (для малоуглеродистой стали Ке = 1,0 -1,2).

Зависимость (4) подтверждена многочисленными экспериментами с образцами, содержащими концентраторы напряжений различной формы и изготовленными из разных марок сталей [19].

Выполнение критерия разрушения (3) означает появление разрыва (трещины), наблюдаемое в реальной сварной конструкции в зоне концентрации напряжений. Этот критерий не даёт представления о том, как будет развиваться трещина. В зависимости от свойств материала, геометрии конструкции, условий нагружения, эта трещина может остановить свое движение непосредственно после появления, а может развиваться дальше, разделяя конструкцию на отдельные части. Но даже в случае высокой локальности надрыва произойдёт резкое снижение усталостной долговечности конструкции и надёжности, повысится вероятность нарушения герметичности. Такое состояние конструкции в большинстве случаев является нарушением режима нормальной эксплуатации.

При использовании критерия разрушения (3) при оценке прочности реальных конструкций необходимо принимать во внимание два обстоятельства.

Условия для образования макротрещины формируются не в точке, а в некотором конечном объеме материала конструкции (в структурном элементе). Понятие структурного элемента введено в рассмотрение Г. Нейбером [20] и уточнялось в дальнейшем в работах В.В. Новожилова, Н.Ф. Морозова и Ю.В. Петрова. В современном понимании размер этого элемента является характеристикой материала при определенном виде разрушения (при развитии трещины), которая определяется по формуле [21]:

б = г к1с у (пств2),

где КСс - вязкость разрушения.

Обычно размер б для углеродистых и низколегированных сталей лежит в диапазоне от 3 до 7 мм. Величины ер1 и Д , входящие в зависимости (3) и (4),

а также другие параметры напряжённо-деформированного состояния, используемые для описания процесса разрушения, необходимо усреднять по объёму структурного элемента.

Обычно коэффициент концентрации напряжений в узлах конструкции лежит в пределах от 1,5 до 3,5, а сопротивление отрыву в 2-3 раза превышает предел текучести стали. В такой ситуации вполне возможно возникновение трещин в концентраторах при уровне номинальных напряжений в конструкции, меньших предела текучести.

Консервативная оценка коэффициента снижения предельной пластической деформации

Обозначая соотношения между главными напряжениями через Ст2 = ст 2/ ст1 и стз = ст3/ ст1 , запишем формулу для вычисления интенсивности напряжений в виде

СТ; = СТ<лД + СТ2 + СТ3 - СТ2 - СТ2 СТ3 - СТ3.

Тогда выражения для коэффициентов жёсткости напряженного состояния - = стх/ст1 и коэффициента снижения пластических свойств можно записать так: 1

ц =

2 - 2 ----

1 + a 2 + СТ3 - а 2 - а 2 СТ3 - СТ3

~ + СТ2 + Стз )

При одноосном напряженном состоянии (т.е. при Ст2 = стз = 0) коэффициент жесткости - равен единице, при появлении ненулевых значений главных напряжений (т. е. при Ст2 > 0 и стз > 0) коэффициент Л увеличивается, а при равенстве всех трех главных напряжений он стремится к бесконечности.

В том случае, когда ст2 приняло определённое значение, а величина стз варьируется, максимальное значение — будет реализовано при ст2 = стз. Тогда в соответствии с формулой (5) это максимальное значение равно:

= 1

Лст2 =стз = 1 — .

1 - ст2

Из этого выражения следует, что

ст2 = 1 - V^2 =стз.

Подставляя это значение в выражение (6), получим наибольшее значение коэффициента снижения предельной пластической деформации (реализуемое при ст 2 = стз):

а =

ставляют собой случайные величины с большой статистической изменчивостью. В связи с этим приближённое равенство двух главных напряжений (ст2 » стз) реализуется в сварных конструкциях с достаточно высокой вероятностью. Это обстоятельство и позволяет рекомендовать использование зависимости (7) при практической оценке коэффициента Д.

Для более точной оценки Ое необходимо использование численных методов расчета, включающих сочетание трехмерных решений «термодеформационных» задач для определения полей остаточных сварочных напряжений и задач пластического деформирования внешними нагрузками.

Влияние температуры на параметры процесса разрушения

Результаты испытаний цилиндрических образцов из конструкционных сталей на растяжение показали, что их предельное относительное сужение при разрыве несущественно изменяется в широком диапазоне температур (вплоть до -60°С) [22]. Однако при наличии острых концентраторов напряжений появляется сильная зависимость предельной пластической деформации от температуры. От неё зависят и некоторые другие параметры процесса разрушения.

На основе детальных экспериментальных исследований установлена следующая зависимость пределов текучести сталей стт от температуры ? (по Кельвину) [18]:

, (f) = a* exp

œ

1

'0 0

з-Лст ст - 2

ст2 =стз

Формула (7) дает консервативную оценку коэффициента ае . Однако она очень важна при выполнении практических расчетов прочности сварных и некоторых других конструкций, поскольку при оценке результатов расчетов нужно считаться с невозможностью достаточно точного учёта остаточных (сварочных) напряжений, которые вследствие некоторой нестабильности технологических процессов пред-

где <т - предел текучести стали при температуре 293°К (20°С); р - коэффициент, зависящий от предела текучести <*т ; t0 = 293°K.

В соответствии с этой зависимостью с понижением температуры предел текучести возрастает. Например, для строительной стали Ст3 предел текучести при температуре 20°С составляет 270 МПа, и ему соответствует коэффициент р = 120 °К . При температуре -40 °С предел текучести увеличивается на ~17 % и составляет 314 МПа. У легированных сталей коэффициент р ниже. Так, для стали 09Г2С р = 75 °К , и соответственно, увеличение предела текучести при снижении температуры будет умеренным.

Рассмотрим напряжённо-деформированное состояние в вершине концентратора в момент появления в ней текучести. Главное напряжение < t в этот момент равно

< 1т (0 = (t) = Л exp [Р (t-1 - t0-1 )] .

Принимая во внимание условие хрупкого разрушения (2) и приравнивая главное напряжение ст1т сопротивлению отрыва 5отр., определим с помощью этого выражения критическое значение коэффициента жесткости напряжённого состояния , при

котором будет наблюдаться хрупкое разрушение при заданной температуре й

^хр [Р(0-1 - Г1)].

СТ т

Полученная зависимость показывает, во-первых, что при понижении температуры эксплуатации объекта (температуры испытаний образцов) переход от вязкого разрушения к хрупкому может произойти при более низком значении критического коэффициента жесткости (уменьшенном на 15 % и более

по сравнению с ^кр , соответствующим 20°С), соответствующем менее острому концентратору.

Во-вторых, из полученной зависимости следует, что переход от вязкого разрушения к хрупкому зависит не только от температурного фактора, но и от другого фактора - коэффициента жёсткости напряженного состояния, причем эти факторы находятся во взаимодействии, усиливая влияние друг друга.

В-третьих, зависимость критического значения ко -эффициента V от предела текучести материала стт и от сопротивления отрыву 5отр свидетельствует о необходимости учёта различий в механических характеристиках основного материала сварной конструкции и материала зоны сварного шва. В частности, нужно принимать во внимание, что в зоне термического влияния

Рис. Конечноэлементная модель образца типа SENB Fig. FEM-based model of SENB-type sample

предел текучести может быть выше по сравнению с основным металлом. Например, это увеличение при использовании стали категории А составляет около 20 %, а для стали А32 - около 30 %.

Необходимо учитывать также, что в зонах полной и частичной перекристаллизации сварного шва, в зоне наклёпа и старения, а также в зоне рекристаллизации возможно заметное снижение сопротивления отрыву по сравнению с основным металлом.

Для оценки влияния низкой температуры на снижение пластических свойств металла (по сравнению с результатами испытаний при 20 °С) целесообразно воспользоваться результатами испытаний сварных соединений на трещиностойкость (с помощью стандартных образцов типа БЕЫБ натурной толщины), регламентируемыми документами [1, 2]. При этом формулу (6) целесообразно преобразовать следующим образом:

D . = K,

^ (l + ü2 + Ü3 )]

-a

Здесь а () - показатель степени, отражающий

влияние низкой температуры на снижение пластических свойств, определяемый на основе расчетно-экс-периментальной оценки коэффициента снижения предельной пластической деформации Бе следующим образом:

а (V, г) = (1е ке - 1е ве)/ V, где V* = "л(1 + + стз) .

Значения параметров V*, V, ст2 и стз соответствуют условиям проведения испытаний. При использовании МКЭ осреднение этих параметров, а также пластических деформаций производится по области, обозначенной пунктирной линией на рисунке.

При выборе размеров испытываемых образцов типа БЕЫБ (особенно его ширины), используемого

для построения зависимости а (V, ¿), необходимо

учитывать, что продольная относительно направления сварки (следовательно, и относительно фронта предполагаемого продольного дефекта) компонента поля остаточных сварочных напряжений достигает величин порядка предела текучести металла шва. Поэтому для обеспечения условий пластического деформирования образца в зоне вершины трещины и натурной конструкции (по жесткости напряженного состояния и величинам ст 2 и ст3) необходимо испытывать достаточно широкие образцы.

Приближенная оценка пластических деформаций в узлах конструкции

При выполнении приближенных расчетов оценку пластических деформаций в узлах конструкции можно выполнить на основе упругого решения, в результате которого становится известным теоретический коэффициент концентрации напряжений кт . При наступлении текучести пластические деформации в наиболее нагруженных точках растут быстрее, чем деформации, вычисленные по упругому решению. Коэффициент концентрации интенсивности деформаций ke возрастает с увеличением нагрузки при малых упругопласти-ческих деформациях. Для учета этого явления Г. Ней-бер предложил простую формулу, которая широко используется в расчетах на прочность:

К ke = С km,

где к< - коэффициент концентрации напряжений; ke - коэффициент концентрации деформаций; кт -теоретический коэффициент концентрации напряжений, вычисляемый по упругому решению; С - поправочный коэффициент (изменчивость его значений проанализирована в работе [19]; для хорошо отработанных узлов конструкции с умеренной концентрацией напряжений он отличается от единицы не более, чем на 10 %). Из формулы (9) следует, что если напряжения и деформации связаны линейными зависимостями закона Гука, то к< = ke = кт и С = 1.

Считая, что номинальные деформации в элементе упругие, а пластическая зона в концентраторе занимает малую часть сечения, можем принять, что номинальные напряжения и деформации связаны зависимостью

ен = <»/E ,

где E - модуль упругости и предел текучести материала.

Интенсивность напряжений можно выразить через предел текучести <т следующим образом:

< 1, max = т .

В области небольших пластических деформаций, которые допустимы для судовых конструкций, сталь в первом приближении можно рассматривать как идеальный упругопластический материал. Тогда максимальные эквивалентные напряжения в узле равны пределу текучести, а максимальную интенсивность деформаций в концентраторе можно оценить по максимальным значениям упругих напряже-

ний <emax с использованием формулы (9) следующим образом:

efax = C<max/( E Л<т ).

Максимальная пластическая деформация ef™

в узле вычисляется путем вычитания упругой деформации, соответствующей моменту достижения предела текучести, из максимальной интенсивности деформаций efax :

efpХ = C<max/(EЛ<т) - <JE.

Нормы прочности при выполнении прямых расчетов прочности толстолистовых сварных конструкций судов и океанотехники, работающих в арктических условиях

Предлагаемый подход к расчетам прочности конструкций позволяет отказаться от принятой в настоящее время жесткой регламентации минимально допустимого значения критического параметра раскрытия в вершине трещины, находящейся в сварном соединении [1, 4]. В случае такого отказа начальный этап расчета прочности по способу, изложенному в п. 2.3, состоит в проверке критериев хрупкого разрушения в материале конструкции, т.е. в оценке одновременного выполнения условий (1) и (2). Если условие (2) не выполняется, то разрушение будет сопровождаться остаточными деформациями в зоне концентратора напряжений. При анализе такого разрушения целесообразно использовать деформационный критерий (3). В любом случае критерии (1)-(3) и изложенный способ расчета позволяют установить минимальный уровень нагрузок, приводящих к разрушению слабого узла конструкции. Установленные таким образом разрушающие (предельные) нагрузки Qp могут быть сопоставлены с максимальными

нагрузками Qmax, достижимыми в процессе эксплуатации объекта. Тогда условие статической прочности может быть записано в виде

Qmax ^ кз ,

где кз - коэффициент запаса прочности.

При разрушениях, приводящих к катастрофическим последствиям, коэффициент запаса кз принимается равным 1,5 или более [24]. Действующая в настоящее время практика нормирования прочности, основанная на установлении минимально допустимого значения критического параметра раскрытия в вершине трещины, находящейся в сварном соединении, обеспечивает прочность конструкции при наличии некоторого дефекта. К сожалению, вследствие

большого числа неконтролируемых факторов, влияющих на прочность конструкций с дефектами (к ним, в частности, относятся поля остаточных сварочных напряжений), нельзя точно указать размер этого дефекта. Отметим, однако, что в рамках предлагаемого метода расчета возможна оценка прочности поврежденного объекта. Выбор размеров, конфигурации «расчетного дефекта» и его расположения в реальной конструкции необходимо устанавливать с учетом принятой системы визуального и неразрушающего контроля и применяемыми технологическими процессами сварки и сборки арктических объектов. Решение данной задачи, очевидно, требует разработки научными коллективами, изучающими проблему обеспечения прочности и безопасности и устанавливающими соответствующие нормативы, взаимно признанных подходов к определению «расчетного дефекта» для сварных крупномасштабных нетермообрабатываемых конструкций. При наличии таких дефектов коэффициенты запаса прочности должны приниматься на 15-20 % ниже по сравнению с ранее приведенным значением [24].

Основные выводы

Main conclusions

В результате выполнения описанных выше расчетных и исследовательских работ разработан основанный на конечно-элементном анализе напряженно-деформированного состояния узлов метод прямого расчета сварных судовых конструкций на статическую прочность с учетом низкотемпературных (арктических) условий эксплуатации и установлено следующее:

прочность и эксплуатационная безопасность сварных толстолистовых конструкций морской техники могут быть обеспечены при выполнении существующих требований [1, 2] в части выбора конструкционных материалов и ограничения уровня напряженности их элементов, использования конструктивных решений, умеряющих концентрацию напряжений в узлах, использования технологических процессов сварки и сборки, обеспечивающих низкие уровни сварочных напряжений и деформаций, а также высокого качества материалов в зонах наплавления и термического влияния;

особое внимание при использовании толстостенных сварных конструкций необходимо уделять обеспечению хладостойкости зон сварных швов и термического влияния и точному выполнению всех соответствующих нормативов по трещино-стойкости сварных соединений при низкотемпературных условиях, изложенных в [1, 2];

при невозможности строгого выдерживания этих нормативов и эксплуатации судов при температуре порядка -40 °С и ниже необходимы дополнительные (прямые) расчетные оценки прочности конструкций при низких температурах в соответствии с изложенным выше методом.

Библиографический список

Reference

1. Правила классификации и постройки морских судов. СПб.: Российский морской регистр судоходства, 2016.

2. Правила классификации, постройки и оборудования ПБУ и МСП. СПб.: Российский морской регистр судоходства, 2014.

3. Lloyd's register group limited rules and regulations for the classification of ships, 2016.

4. Bureau Veritas rules for the classification of POLAR CLASS and ICEBREAKER ships, 2013.

5. American Bureau of shipping rules for building and classing - steel vessels, 2016.

6. Det Norske Veritas - Germanischer Lloyd DNVGL-RU-0050 Rules for classification.

7. ASTM Е208-06 (2012) Standard test method for conducting drop-weight test to determine nil-ductility transition temperature of ferritic steels. ASTM International, 2012.

8. Данилов Г.И., Ильин A.B., Леонов В.П., Фёдорова ТА. К проблеме оценки хладостойкости листов из сталей натурной толщины по температуре вязко-хрупкого перехода II // Проблемы материаловедения. 2005. № (41). С. 69-79.

9. ASTM Е 399 - 09. Standard test method for plain-strain fracture toughness of metallic materials.

10. BS 7448 Fracture mechanics toughness test. Part 1. Method for determination of Klc, critical CTOD and critical J-values of metallic materials, 1991.

11. ГОСТ 25.506-85. Методы механических испытаний металлов. Определение характеристик трещиностой-кости (вязкости разрушения) при статическом нагру-жении. М.: Издательство стандартов, 1985.

12. Виноградов О.П., Ильин А.В., Филин В.Ю. Научно-методические вопросы аттестационных испытаний на трещиностойкость структурно-неоднородного металла сварных соединений // Вопросы материаловедения. 2004. № 1 (37). С. 75-89.

13. Horn A.M., HaugeМ. Material challenges for Arctic offshore applications, a reliability study of fracture of a welded steel plate based on material toughness data at -60 °C // Proceedings of the Twenty-first (2011) International Offshore and Polar Engineering Conference. Maui, Hawaii, USA. June 19-24, 2011.

14. Hauge M. Arctic offshore materials and platform winteri-zation // Proceedings of the Twenty-second (2012) International Offshore and Polar Engineering Conference. Rhodes, Greece. June 17-22, 2012.

15. Башаев В.К., Ильин А.В., Филин В.Ю., Гусев М.А. Об определении хладостойкости современных высоко-прочных сталей для арктических конструкций // Научно-технический сборник Российского морского регистра судоходства. 2015. № 38/39. С. 74-79.

16. Горынин ИВ, Ильин АВ, Леонов В.П., Малышев-ский В А. Совершенствование требований к материалам для ЛСБУ на основе подходов механики разрушения // Научно-технический сборник Российского морского регистра судоходства. 2000. № 23. С. 93-113.

17. Ильин А.В., Филин ВЮ, Артемьев ДМ. Сопоставление различных методик оценки трещиностойкости металла сварных конструкций, работающих в арктических условиях // Научно-технический сборник Российского морского регистра судоходства. 2015. № 40/41. С. 62-71.

18. Копельман Л А. Основы теории прочности сварных конструкций. СПб.: Лань, 2010.

19. Махутов Н.А. Деформационные критерии и расчет элементов конструкций на прочность. М.: Машиностроение, 1981.

20. Нейбер Г. Концентрация напряжений. М.-Л.: Гостех-издат, 1947.

21. Морозов Н.Ф., Петров ЮВ, Смирнов В.И. Предельное равновесие хрупких тел с концентраторами напряжений. Структурный подход. СПб: Издательство СПбГУ, 2011.

22. Мешков Ю.Я. О проблеме прогнозирования хладноломкости сталей при действии концентраторов напряжений // Металловедение и термическая обработка металлов. 1997. № 6. С. 30-37.

23. Wallin K., Karjalainen-Roikonen P. Low-temperature fracture toughness estimates for very high strength steels // International journal of offshore and polar engineering (Transactions of the International Society of Offshore and Polar Engineers). 2016. Vol. 26. No. 4. P. 333-338.

24. Крыжевич Г.Б. Основы расчетов надежности судовых конструкций. СПб.: СПбГМТУ, 1995.

Сведения об авторах

Крыжевич Геннадий Брониславович, д.т.н., профессор, начальник сектора ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, д. 44. Телефон: 8 (812) 415-46-74. E-mail: G_Kryzhevich@ksrc.ru

About the authors

Kryzhevich, Gennady B., Doctor of Technical Sciences, Professor, Head of Sector, KSRC, address: 44, Moskovskoye sh., St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: 8 (812) 415-46-74. E-mail: G_Kryzhevich@ksrc.ru

Поступила: 15.02.17 Принята в печать: 07.04.17 © Г.Б. Крыжевич, 2017