Моделирование развития усталостных повреждений в подкраново-подстропильных фермах

ВЕСТНИК

УДК 539.3:624.014

К.И. Ерёмин, С.Н. Шульга

ФГБОУВПО «МГСУ»

МОДЕЛИРОВАНИЕ РАЗВИТИЯ УСТАЛОСТНЫХ ПОВРЕЖДЕНИЙ в подкраново-подстропильных

На основе данных статистики повреждаемости рассмотрены сценарии наиболее вероятного развития повреждаемости подкраново-подстропильных ферм (ППФ) с неразрезным нижним поясом. Выполнен анализ напряженно-деформированного состояния ППФ с повреждениями аварийного характера в отдельном пролете ее нижнего пояса и элементе решетки.

Ключевые слова: подкраново-подстропильные фермы, прогрессирующее обрушение, усталостные повреждения, сценарии разрушения, напряженно-деформированное состояние.

В начале XXI в. после стагнации в РФ наблюдается развитие черной металлургии, что связано с ростом спроса на металлопродукцию во всем мире. Подъем экономики потребовал восстановления проектных мощностей существующих металлургических предприятий. Период до 2008 г. сопровождался интенсивным и безостановочным использованием всех ресурсов предприятий для обеспечения потребностей в металле, затребованных рынком. В результате к настоящему времени в связи с интенсивной эксплуатацией, отсутствием должного контроля и ремонтов зафиксирован существенный рост числа и размеров трещиноподоб-ных повреждений в металлических конструкциях промышленных зданий, в т.ч. в подкраново-подстропильных фермах (ППФ) (рис. 1). Так как большинство из выявленных в результате обследования повреждений относятся к усталостным трещинам, то при достижении трещиной критической длины возможно дальнейшее «лавинообразное» развитие данных дефектов. Это в свою очередь может привести к неконтролируемому аварийному обрушению не только ППФ, но и всего каркаса промышленного здания с вытекающими из этого экономическими, экологическими и социальными последствиями.

ФЕРМАХ

70

2010  2011 • 2012

РЯД Ц РЯДУ РЯДР РЯДП РЯДН Ряды здания

Рис. 1. Диаграмма появления трещин в нижнем поясе ППФ 2010—2012 гг.

В настоящее время мониторинг за развитием трещин на большинстве промышленных предприятиях не ведется, критическая длина трещин в большинстве случаев не определена и не контролируется, в связи с чем наиболее целесообразно перейти к теоретическому моделированию и разработке наиболее вероятных сценариев развития разрушений.

В привязке к циклическим нагруженым ППФ возможны (исходя из статистики повреждаемости и анализа НДС материала в зонах возможного разрушения [1, 2]) три наиболее вероятных сценария неконтролируемого усталостного разрушения:

Сценарий 1. Разрушение всего поперечного сечения нижнего пояса ППФ (рис. 2);

Рис. 2. Деформационная схема с моделированием повреждения «сквозная поперечная трещина по всему периметру нижнего пояса ППФ»

сценарий 2. Отрыв стойки или разрушение узла крепления стойки к нижнему поясу ППФ (рис. 3);

Рис. 3. Деформационная схема с моделированием повреждения «Разрушение стойки или узла крепления стойки к нижнему поясу ППФ»

сценарий 3. Отрыв верхнего пояса от одной из стенок нижнего пояса ППФ.

ВЕСТНИК

МГСУ-

Третий сценарий, исходя из опыта изучения аварий, не ведет к аварийному обрушению всего здания, поэтому дальнейшие теоретические исследования проведены для первых двух сценариев.

Трещина по всему сечению нижнего пояса ППФ. Для определения уровня изменившихся напряжений и перемещений в результате разрушения нижнего пояса ППФ были выполнены расчеты в программно-вычислительном комплексе SCAD (рис. 4).

Эквивалентные напряжения, т/м2, после разрушения нижнего пояса

Эквивалентные напряжения, т/м2, ло разрушения нижнего пояса

б

Рис. 4. Изополе эквивалентных напряжений в пролете с поперечной трещиной за-гружения 1 (аксонометрический вид): а — в элементах ППФ; б — опорном узле ППФ

а

Рассмотрена ППФ, аналогичная существующей в действующем отделении непрерывной разливки стали кислородно-конвертерного цеха ОАО «ММК» г. Магнитогорска с неразрезным многопролетным нижним поясом (длина пролета 24 м), габаритом сечения нижнего пояса 3,4^2,4 м, выполненная в пролетной части из стали 09Г2С, в опорной части из стали 14Г2АФ. При проектировании расчетная схема ППФ принималась в виде неразрезной балки (ездовой пояс), к которой прикреплена решетка на «примыкающих шарнирах». В расчете реализована схема, учитывающая реальную работу конструкции ППФ с жестким примыканием решетки к нижнему поясу. Приняты следующие загружения: собственный вес ППФ и покрытия здания; снеговая нагрузка;

загружение от мостовых кранов (рис. 5), расположенных в пролете ППФ с имитированным разрушением (грузоподъемность кранов 500 т, вес крана

583 т, режим работы крана 7К).

Положен не !

Исспедуеми

Положение 2

Исследуемая

Положение 3

Давление колеса на рельс

РI -67 г Р1 = 69,3 т

Поперечная тормозная сила П -9,414 т 72 = 9,391 т

Схема положения колес крана

Рис. 5. Схема крановой нагрузки, примененной в расчетах исследуемой ППФ

Анализ результатов выполненных расчетов ППФ с моделированием такого повреждения показал (см. рис. 2, табл.), что отсутствует возможность внезапного разрушения как самой ППФ, так и каркаса здания. Наблюдается появление локальных площадок текучести в элементах ППФ при положениях мостовых кранов 1, 3, 4. Анализ результатов расчетов показывает, что узло-

ВЕСТНИК

МГСУ-

вые соединения в примыкании решетки к ездовым поясам обладают изгибной жесткостью в плоскости системы значительно большей, чем соответствующая жесткость присоединяемых элементов. Поэтому в действительности все стержни конструкции испытывают изгиб в ее плоскости. При максимальном загружении пролета ППФ (положение 1, 3, 4) наблюдается образование пластических деформаций в присоединяемых элементах (в стойке и раскосах). Развитие пластических деформаций в стойке и раскосах в определенный период времени из локальных участков в сечении может задействовать все сечение полностью, тем не менее в этих элементах происходит релаксация напряжений и временное упрочнение стали, что останавливает развитие пластических деформаций. Вероятность появления сквозной поперечной трещины по всему периметру нижнего пояса ППФ в практике эксплуатации достаточно мала. Тем не менее разрушение такого рода теоретически возможно и есть смысл в разработке предупреждающих мероприятий.

Сравнительная таблица напряжений и перемещений в зависимости от различного положения мостовых кранов

Фактор

Положение кранов

1

4

а р

н о

и

р

о н

е еж

г

р

Максимальные напряжения в элементах ППФ

Появление площадок текучести в полке стойки и в одном из раскосов

< а

Появление площадок текучести в полке стойки

Появление площадок текучести в полке стойки и в одном из раскосов

< а

Максимальные перемещения на границе разрыва

=1/100

1/360

1/190

1/100

1/800

Разрушение стойки или узла крепления стойки к нижнему поясу ППФ

Максимальный прогиб в середине пролета составляет 64 мм

_1_ 375'

/ППФ

при этом наиболее неблагоприятное расположение кранов в положении № 1 (два крана в поврежденном пролете). Система также остается геометрически неизменяемой, отсутствует возможность внезапного разрушения как самой ППФ, так и всего каркаса здания. Напряжения в поясе не достигают предела текучести. Необходимыми достаточными мероприятиями в этом случае является: разгон тележек кранов к противоположным рядам;

установка крана над колонной или за пределами поврежденного пролета. Отрыв верхнего пояса от одной из стенок нижнего пояса ППФ Образование дискретных продольных трещин по всей длине пролета ППФ, их объединение в одну магистральную трещину с полным отрывом верхней полки от стенки на протяжении всего пролета.

2

3

5

Вероятность наступления данного сценария высока. Активное появление усталостных продольных трещин по сварным швам и околошовной зоне сопряжения стенки и верхней полки нижнего пояса ППФ в местах расположения

диафрагм наблюдается уже спустя 15... 20 лет эксплуатации ППФ (рис. 6).

Рис. 6. Фото трещин в зоне сопряжения стенки с верхним поясом ППФ в месте расположения диафрагм и ребер жесткости

Наблюдения за такими трещинами позволили выявить определенные закономерности их развития, а именно:

1) зонами появления трещин в основном являются места окончания вертикальных и горизонтальных сварных швов (рис. 7). Инициаторами трещин являются кратеры, непровары, подрезы сварного шва;

2) такие трещины возникают одномоментно длиной от 40 до 600 мм и распространяются от поперечных диафрагм и ребер жесткости вдоль сварного шва соединения стенки с верхней полкой навстречу друг другу;

3) для большинства случаев возникновения трещин характерно их образование при значениях напряжений, составляющих меньше 0,9 кратковременной прочности материалов в состоянии после сварки;

4) также зачастую такие трещины имеют дискретный характер с переходом видимой части с внутренней поверхности на внешнюю. Средняя скорость развития таких повреждений для трещин в ППФ длиной от 100 до 700 мм составляет до 0,5.. .1 см в месяц. Замеры коэрцитивной силы свидетельствуют об отсутствии усталости в основном металле коробчатого нижнего пояса ППФ.

ВЕСТНИК

Верхний

Трещины

Реб

п

жесткости

Рис. 7. Схема расположения трещин в зоне сопряжения стенки с верхним поясом ППФ в месте расположения диафрагм и ребер жесткости

Данный сценарий, как отмечено выше, не ведет к аварийному обрушению каркаса здания. Тем не менее он так же требует разработки предупреждающих мероприятий.

Выводы. 1. Рассмотренные сценарии разрушения ППФ дают понятие о большом запасе живучести рассмотренных конструкций.

2. В случае появления дефектов аварийного характера обрушение цеха при рассмотренных сценариях не произойдет.

В случае разрушения отдельных элементов ППФ имеется достаточно времени для незамедлительной реализации мероприятий по обеспечению сохранности здоровья и жизни людей, а также технологического оборудования.

3. Для обеспечения дальнейшей безаварийной эксплуатации цеха необходимой и достаточной мерой будет не дорогостоящая замена ППФ с накопленными повреждениями, а выполнение локального или сплошного ремонта данных конструкций с учетом дальнейшего циклического характера нагружений.

Библиографический список

1. Еремин К.И., Шульга С.Н. Напряженно-деформированное состояние узлов под-краново-подстропильных ферм // Промышленное и гражданское строительство. 2012. № 6. С. 40—43.

2. Еремин К.И., Шульга С.Н. Закономерность повреждений подкраново-подстро-пильных ферм на стадии эксплуатации // Промышленное и гражданское строительство. 2013. № 4. С. 27—29.

3. Pinto J.M.A., Pujol J.C.F., Cimini C.A. Probabilistic cumulative damage model to estimate fatigue life // Fatigue & Fracture of Engineering Materials & Structures. 2013, vol. 37, no. 1, pp. 85—94. DOI: 10.1111/ffe.12087.

4. FellB.V., KanvindeA.M. Recent Fracture and Fatigue Research in Steel Structures // STRUCTURE magazine. 2009, no. 2, pp. 14—17.

5. О состоянии подкрановых конструкций корпуса конвертерного производства ОАО «Северсталь» / В.Н. Артюхов, Е.А. Щербаков, В.М. Горицкий, Г.Р. Шнейдеров // Промышленное и гражданское строительство. 2001. № 6. С. 31—34.

6. Brückner A., Munz D. Prediction of Failure Probabilities for Cleavage Fracture from the Scatter of Crack Geometry and of Fracture Toughness Using Weakest Link Model. Engineering Fracture Mechanics. 1983, vol. 18, no. 2, pp. 359—375. DOI: 10.1016/0013-7944(83)90146-7.

7. Kawasaki T., Nakanishe S., Sawaki I. Tangue crack growth // Engineering Fracture Mechanics. 1975, no. 3, pp. 12—18.

8. Smith I.F.C., Smith R.A. Defects and Crack Shape Development in Fillet Welded Joints. Fatigue of Engineering Materials and Structures. 1982, vol. 5, no 2, pp. 151—165. DOI: 10.1111/j.1460-2695.1982.tb01231.x.

9. Robin C., Louah M., Pluvinage G. Influence of an Overload on the Fatigue Crack Growth in Steels. Fatigue and Fracture of Engineering Materials and Structures. 1983, vol. 6, no. 1, рр. 1—13. DOI: 10.1111/j.1460-2695.1983.tb01135.x.

10. Shuter D.M., Geary W. Some aspects of fatigue crack growth retardation behaviour following tensile overloads in a structural steel // Fatigue and Fracture of Engineering Materials and Structures. 1996, vol. 19, no. 2-3, pp. 185—199. DOI: 10.1111/j.1460-2695.1996.tb00958.x.

Поступила в редакцию в ноябре 2013 г.

Об авторах: Ерёмин Константин Иванович — доктор технических наук, профессор кафедры испытаний сооружений, Московский государственный строительный университет (ФГБОУ ВПО «МГСУ»), 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26, 8(495)650-62-67, moscow@weld.su;

Шульга Степан Николаевич — аспирант кафедры испытаний сооружений, Московский государственный строительный университет (ФГБОУ ВПО «МГСУ»), 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26, 8(3519)28-94-20, Kornel22@ list.ru.

Для цитирования: Ерёмин К.И., Шульга С.Н. Моделирование развития усталостных повреждений в подкраново-подстропильных фермах // Вестник МГСУ 2014. № 2. С. 30—38.

K.I. Eremin, S.N. Shul'ga

SIMULATION OF FATIGUE DAMAGES IN SECONDARY TRUSS OF CRANE

Basing on the damaging statistics obtained during the on-site inspections of industrial multi-span building structures with under-crane secondary trusses which have continuous lower plinth, we simulated the scenario of the most likely damage development of under-crane secondary trusses.

The first scenario is the development of cracks along the total cross section of plinth. In the process of calculations we defined a real deformation scheme of plinth of under-crane secondary trusses with damage and its stress condition.

The second scenario is the destruction of a support or support mounting unit to the lower plinth of under-crane secondary trusses. The destruction of this kind can occur as a result of a crack in a support or as a result of destruction of high-strength fasteners of a support to plinth. We discovered that a system with such damage is geometrically unchanged; there is no possibility of sudden destruction of both the under-crane secondary trusses and the entire building frame.

The third scenario is the upper plinth separation from one of the walls of lower plinth of under-crane secondary trusses.

The scenario is developed to define the viability of under-crane secondary trusses as a result of cracks in the area of wall junction with the upper shelf of lower plinth, their further development and the appearance of discrete cracks developing into a backbone along the entire span length of under-crane secondary trusses.

Based on the calculations of the stress strain state of under-crane secondary trusses with damages in the emergency nature in a separate span of the lower plinth and a truss member, we estimated the viability of structure. The analysis of viability limits makes it possible to find the measures of collapse preventing and avoid possible victims.

ВЕСТНИК o/on^/l

2/2014

Key words: secondary truss of crane, progressive collapse, fatigue damage, scenarios of damage, stress-strain state.

References

1. Eremin K.I., Shul'ga S.N. Napryazhenno-deformirovannoe sostoyanie uzlov pod-kranovo-podstropil'nykh ferm [The Stress-strain State of the Knots of Crane Farms]. Pro-myshlennoe i grazhdanskoe stroitel'stvo [Industrial and Civil Engineering]. 2012, no. 6, pp. 40—43.

2. Eremin K.I., Shul'ga S.N. Zakonomernost' povrezhdeniy podkranovo-podstropil'nykh ferm na stadii ekspluatatsii [Regularity of the Damages of Crane Secondary Trusses During their Exploitation]. Promyshlennoe I grazhdanskoe stroitel'stvo [Industrial and Civil Engineering]. 2013, no. 4, pp. 27—29.

3. Pinto J.M.A., Pujol J.C.F., Cimini C.A. Probabilistic Cumulative Damage Model to Estimate Fatigue Life. Fatigue & Fracture of Engineering Materials & Structures. 2013, vol. 37, no. 1, pp. 85—94. DOI: 10.1111/ffe.12087.

4. Fell B.V., Kanvinde A.M. Recent Fracture and Fatigue Research in Steel Structures. STRUCTURE magazine. 2009, no. 2, pp. 14—17.

5. Artyukhov V.N., Shcherbakov E.A., Goritskiy V.M., Shneyderov G.R. O sostoyanii podkranovykh konstruktsiy korpusa konverternogo proizvodstva OaO «Severstal'» [On the Crane Secondary Truss State of the Body Structure of Converter Process in «Severstal'»]. Promyshlennoe I grazhdanskoe stroitel'stvo. [Industrial and Civil Engineering]. 2001, no. 6, pp. 31—34.

6. Brückner A., Munz D. Prediction of Failure Probabilities for Cleavage Fracture from the Scatter of Crack Geometry and of Fracture Toughness Using Weakest Link Model. Engineering Fracture Mechanics. 1983, vol. 18, no. 2, pp. 359—375. DOI: 10.1016/0013-7944(83)90146-7.

7. Kawasaki T., Nakanishe S., Sawaki I. Tangue Crack Growth. Engineering Fracture Mechanics. 1975, no. 3, pp. 12—18.

8. Smith I.F.C., Smith R.A. Defects and Crack Shape Development in Fillet Welded Joints. Fatigue of Engineering Materials and Structures. 1982, vol. 5, no. 2, pp. 151—165. DOI: 10.1111/j.1460-2695.1982.tb01231.x.

9. Robin C., Louah M., Pluvinage G. Influence of an Overload on the Fatigue Crack Growth in Steels. Fatigue and Fracture of Engineering Materials and Structures. 1983, vol. 6, no. 1, рр. 1—13. DOI: 10.1111/j.1460-2695.1983.tb01135.x.

10. Shuter D.M., Geary W. Some Aspects of Fatigue Crack Growth Retardation Behaviour Following Tensile Overloads in a Structural Steel. Fatigue and Fracture of Engineering Materials and Structures. 1996, vol.19, no. 2—3, pp.185—199. DOI: 10.1111/j. 1460-2695.1996.tb00958.x.

About the authors: Eremin Konstantin Ivanovich — Doctor of Technical Sciences, Professor, Department of Testing of Structures, Moscow State University of Civil Engineering (MGSU), 26 Yaroslavskoe Shosse, Moscow, 129337, Russian Federation; moscow@ weld.su;

Shul'ga Stepan Nikolaevich — postgraduate student, Department of Testing of Structures, Moscow State University of Civil Engineering (MGSU), 26 Yaroslavskoe Shosse, Moscow, 129337, Russian Federation; Kornel22@list.ru.

For citation: Eremin K.I., Shul'ga S.N. Modelirovanie razvitiya ustalostnykh povrezh-deniy v podkranovo-podstropil'nykh fermakh [Simulation of Fatigue Damages in Secondary Truss of Crane]. Vestnik MGSU [Proceedings of Moscow State University of Civil Engineering]. 2014, no. 2, pp. 30—38.