Rationing of Defects in Mounting Welds and Near-Seam Areas of Vertical Tanks made of Aluminum Alloys

Full Text

1. Введение Основным направлением стратегии ускоренного развития территорий Крайнего Севера является проведение фундаментальных и прикладных научных исследований. Импульс развитию инфраструктуры Крайнего Севера может дать расширение применения алюминиевых сплавов, в том числе для строительства вертикальных резервуаров для хранения нефти и нефтепродуктов. В [1] проведен обзор литературных источников и собственных экспериментальных исследований, показавший, что использование алюминиевых сплавов существенно снижает транспортные и эксплуатационные расходы во время всего жизненного цикла объекта. Коррозионная стойкость алюминиевых сплавов позволяет увеличивать срок службы объектов до 6 раз по сравнению со стальными конструкциями [2-4]. С точки зрения технологии возведения резервуаров для климатических условий Крайнего Севера наиболее перспективным является метод рулонирования как наиболее экономически выгодный и автоматизированный. При этом методе элементы резервуаров (стенка, днище, плавающая крыша, понтон, настил стационарной кровли) изготавливают в заводских условиях, сворачивают в рулоны и доставляют на монтажную площадку. Метод имеет целый ряд преимуществ перед традиционной полистовой сборкой, широко применяемой, например, в странах Персидского залива. При рулонировании выше скорость возведения, минимизируется вероятность дефектности, так как дефекты катанных листов выбраковываются при выходном контроле на металлургическом предприятии. Например, сварка трением с перемешиванием (СТП), применяемая на заводе-изготовителе, практически не вносит дефектов в силу особенностей технологического процесса. При строительстве резервуаров из алюминиевых сплавов методом рулонирования наиболее опасным по вероятности наличия дефектов является монтажный сварной шов, выполняемый аргонодуговой сваркой (АДС), и его околошовная зона - зона термического влияния (ЗТВ). Согласно Российскому государственному стандарту ГОСТ Р ИСО 6520-1-2012[13], дефекты сварных швов в металлах (в том числе в алюминиевых сплавах) разделены на шесть основных групп: 1-я - трещины; 2-я - полости; 3-я - твердые включения; 4-я - несплавление и непровар; 5-я - отклонение формы и размера; 6-я - прочие дефекты. В работах В.В. Панасюка [5; 6], В.В. Москвичева [7-9], А.М. Лепихина [8] и других обоснована необходимость приравнивать технологические дефекты сварных швов к трещиноподобным дефектам (несплошностям идентичного размера при оценке работоспособности сварных соединений с дефектами). Попытка реализации такого подхода к дефектности сварных швов предпринята в работе Е.И. Елсукова [10], в которой постулируется, что прочность сварного соединения достигается за счет обеспечения в материале шва высоких значений ударной вязкости и относительного сужения. В работе описана связь предельных размеров дефектов с величиной номинальных напряжений в стенке резервуара для двух сталей Ст3сп и 09Г2С, основанная на действующих в момент написания работы ПБ 03-381-00[14]. Тем не менее некоторые ошибочные положения данной работы не позволили автору получить адекватные результаты. Кроме того, работа ограничена дефектами в стальных конструкциях. В [11] приведены дефекты, наиболее часто возникающие в сварном шве, выполняемом разными видами сварочных технологий, и ЗТВ при сварке алюминиевых сплавов. Классификация соответствует ГОСТ Р ИСО - 2012. Из всех дефектов, регламентированных ГОСТ Р ИСО 6520-2012, в данной работе рассмотрены наиболее опасные дефекты (табл. 1), имеющие потенциал «страгивания» и роста по критериям механики разрушения. Принято, что дефекты типа «несплавление» и «непровар» (обозначение по ИСО 6520-1-401, ИСО 6520-402) в шве резервуара недопустимы. Согласно Приказу[15], в настоящее время применяются нормативные документы по допустимой дефектности сварных соединений вертикальных резервуаров. Однако эти документы касаются стальных резервуаров и не учитывают реальное напряженно-деформированное состояние конструкции в районе шва. При таком подходе некоторые дефекты признаются недопустимыми независимо от их расположения и размеров. Кроме того, с развитием методов и видов неразрушающего контроля (НК) выявляемость дефектов постоянно возрастает и признавать недопустимыми дефекты любого размера и расположения в конструкции становится экономически неэффективно. Проведенный обзор нормативной и технической литературы не выявил однозначной методики определения допустимости дефектов (нормирования дефектности) в сварных швах и ЗТВ резервуаров из алюминиевых сплавов в зависимости от геометрии дефекта, номинальных напряжений и механических свойств материала в зоне его обнаружения. В связи с этим была сформулирована цель настоящего исследования - создание методики нормирования наиболее опасных по вероятности разрушения конструкции дефектов сварных швов и ЗТВ с учетом напряженно-деформированного состояния и свойств материала в зоне расположения дефекта. Объектом исследования является вертикальный резервуар из алюминиевого сплава, выполненный методом рулонирования, часть сварных швов которого выполнена СТП, а монтажные швы на площадке АДС. Задачами исследования является нормирование наиболее опасных по вероятности разрушения дефектов швов, выполненных АДС при строительстве вертикального резервуара методом рулонирования в условиях Крайнего Севра. Таблица 1. Дефекты сварного монтажного шва вертикального резервуара Table 1. Defects in the welded mounting seam of the vertical reservoir Наименование дефекта / Name of the defect Схематическое изображение дефекта / Schematic representation of the defect Обозначение согласно ГОСТ Р ИСО 6520-1-2012 / Designation according to GOST R ISO 6520-1-2012 Продольная трещина / Longitudinal crack В металле шва / In the weld metal ИСО 6520-1011 / ISO ИСО 6520-1011 На границе сплавления / At the boundary of the fusion ИСО 6520-1012 / ISO 6520-1012 В ЗТВ / In the heat-affected zone ИСО 6520-1013 / ISO 6520-1013 В основном металле / In the base metal ИСО 6520-1014 / ISO 6520-1014 Разрозненные трещины / Group of disconnected cracks В металле шва / In the weld metal ИСО 6520-1051 / ISO 6520-1051 В ЗТВ / In the heat-affected zone ИСО 6520-1053 / ISO 6520-1053 В основном металле / In the base metal ИСО 6520-1054 / ISO 6520-1054 Вытянутая полость / Elongated cavity ИСО 6520-2015 / ISO 6520-2015 Окончание табл. 1 / Ending of the Table 1 Наименование дефекта / Name of the defect Схематическое изображение дефекта / Schematic representation of the defect Обозначение согласно ГОСТ Р ИСО 6520-1-2012 / Designation according to GOST R ISO 6520-1-2012 Линейная пористость / Linear porosity ИСО 6520-2014 / ISO 6520-2014 Скопление пор / Clustered (localized) porosity ИСО 6520-2013 / ISO 6520-2013 Равномерная пористость / Uniformly distributed porosity ИСО 6520-2012 / ISO 6520-2012 Газовая пора / Gas pocket ИСО 6520-2011 / ISO 6520-2011 Свищ / Worm hole ИСО 6520-2016 / ISO 6520 -2016 Подрез / Undercut ИСО 6520-5011 / ISO 6520-5011 И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым / S o u r c e: made by V.A. Ermakov. 2. Методы, оборудование и материалы В [1] с помощью интегрального оптимизационного критерия определено, что лучшими свойствами среди рассмотренных материалов обладает сплав 1915Т. Поэтому в данной работе все иллюстративные расчеты ведутся для этого сплава. При нормировании допустимых дефектов сварных швов типа ИСО 6520-1011, ИСО 6520-1012, ИСО 6520-1013, ИСО 6520-1014, ИСО 6520-1051, ИСО 6520-1053, ИСО 6520-1054, ИСО 6520-5011 приняты модели линейной механики разрушения (ЛМР) с поправкой Ирвина [12]. Задача по определению допустимых дефектов, моделируемых в ЛМР как трещины, для резервуаров разбита на две части. · Определение допустимых дефектов испытательной статической нагрузкой (принято равной 1,25 от суммарной эксплуатационной нагрузки). Принято, что допустимыми параметрами обладает дефект, у которого при приложении испытательной нагрузки значение коэффициента интенсивности напряжений (КИН) вблизи вершины дефекта меньше или равно (вязкости разрушения в зоне формирования дефекта): . · Определение допустимых дефектов при эксплуатации резервуара (нагрузка циклическая). Принято, что допустимыми параметрами обладает дефект, у которого при приложении нагрузки значение коэффициента интенсивности напряжений вблизи вершины дефекта меньше/равно (порогового значения в зоне формирования дефекта) - условие «не страгивания[I1] »: . При нормировании дефектов принято минимальное из двух полученных значений (при статической испытательной перегрузке) и при циклическом нагружении эксплуатационной нагрузкой с учетом поправки Ирвина на пластичность [12] где - размер пластической зоны вблизи вершины дефекта, зависящий от того, какое состояние реализуется - плоское деформированное (ПДС) или плоское напряженное (ПНС) , - предел текучести материала в месте формирования дефекта, МПа. Принято, что вблизи вершины трещины реализуется ПДС при выполнении условия: [13]. Для полуэллиптических трещин в вертикальном сварном шве и его ЗТВ принимается модель, предложенная в работе [14]. Схема поверхностного полуэллиптического дефекта показана на рис. 1. Такой подход для решения практической задачи реализован при определении допустимых параметров трещин в основном металле крупного габаритного металлургического оборудования после периода длительной эксплуатации [15]. Для нормирования дефектов сварных швов и ЗТВ при применении АДС алюминиевого сплава применяется впервые. В принятой схематизации ось Z - образующая цилиндрической части резервуара. Коэффициент интенсивности напряжений (КИН) согласно [14]: , (1) где - эффективная длина трещины (с учетом поправки Ирвина на пластичность). Для точки А справедливо: Для точки D: Надпись: Рис. 1. Схема полуэллиптической трещины И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым. Figure 1. The scheme of a semi-elliptical crack S o u r c e: made by V.А. Ermakov. В выражении (1) приняты следующие обозначения: l, с, t - геометрические параметры дефекта (рис. 1), толщина листа, м; - растягивающие напряжения (по оси Y - суммарные кольцевые напряжения от всех типов нагрузок на резервуар, полученные расчетом МКЭ), МПа; - кольцевые растягивающие напряжения в крайних точках (А и D), МПа, Ф - коэффициент, зависящий от геометрических параметров трещины, безразмерный. Выражение (1) справедливо для и При расчетах принято, что трещина растет в направлении максимального значения коэффициента интенсивности напряжений при заданной схеме нагружения и параметров трещины. В первую очередь, необходимо сравнить значения коэффициентов интенсивности напряжений по двум гипотетически возможным направлениям роста, так как реализуется вариант минимальных энергетических затрат. По статистическим данным принято, что наиболее часто при первичном обследовании полуэллиптические трещины имеют соотношение (т.е. большая полуось в два раза больше глубины дефекта). Для расчета КИН при моделировании поверхностных полуэллиптических трещин в зоне около круглого отверстия (зона патрубка) стандартным решением считаются подходы Ньюмана - Раджу [16]. [С2] Формулы, полученные в [16], учитывают практически все параметры, влияющие на рост поверхностной несквозной трещины у отверстия, однако они громоздки, содержат многочлены высоких степеней, сложны в практических расчетах. Поэтому в данной работе используется упрощенный подход Ша (Shah) [17], [С3] который рассматривает трещины как часть эллипса в неограниченном теле, но с поправкой на концентрацию напряжений от отверстия. Согласно данному подходу, критическая глубина трещины по критерию «не страгивания[I4] » определяется следующим образом (с учетом пластичности): (2) где Y - обобщенный коэффициент формы, согласно [16] принят 1,2; σ - локальное номинальное напряжение в зоне концентрации напряжений, полученное методом конечных элементов (МКЭ). Дефекты в сварном шве типа ИСО 6520-2015, ИСО 6520-2016 (табл. 1) в контексте данной работы рассматриваются как дефекты, которые имитируют подповерхностную несплошность. Для перечисленных выше дефектов в данной работе принята схематизация в виде эллиптической трещины. Для дефектов этого типа принята модель, предложенная в работе [18]. Схема подповерхностного эллиптического дефекта показана на рис. 2. Модель применена для расчета эллиптических дефектов вертикального шва резервуара. Коэффициент интенсивности напряжений согласно [18]: (3) В точке А: В точке D: В выражении (3) приняты следующие обозначения: l, с, b - геометрические параметры дефекта, м; - напряжения (по оси Y), МПа; - напряжения в крайних точках (А и D), МПа, F - коэффициент, зависящий от геометрических параметров трещины, безразмерный. Выражение (3) справедливо при выполнении условия и Надпись: Рис. 2. Схема эллиптической трещины И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым. Figure 2. The scheme of elliptical crack S o u r c e: made by V.А. Ermakov. Моделирование поверхностных несквозных эллиптических трещин в сварном шве и ЗТВ вокруг патрубка сливного отверстия резервуара проводилось согласно [17]. Для допустимого размера малой полуоси эллипса принято (4) где Q - коэффициент, учитывающий эллиптичность и пластическую зону, принимается 1,5, Y1 - поправка Ирвина (здесь 1,12). Наиболее сложным для математического моделирования является пористость сварных швов и ЗТВ, которая по международному стандарту ISO 6520-2012 классифицируется по размерам, форме и характеру распределения в металле шва (см. табл. 1). Пористость разделяется на общую (истинную) и закрытую. Истинная (общая) пористость - отношение объeма открытых и закрытых пор к общему объему материала, выраженное в процентах. Согласно [19], допустимый уровень общей пористости рекомендуется определять по соотношению (5) где П - истинная пористость, %; А - базовое значение пористости для принятого класса качества, %; - коэффициент качества (0,5-1,0); - коэффициент толщины металла (0,8-1,2). Однако формула (5), как и большинство зависимостей, входящих в нормативные и рекомендательные документы, касается сварки изделий из черных металлов и титана. Кроме того, ни в одном из них допустимые параметры дефекта не связаны с нагруженностью и механическими свойствами материала. Для устранения этого недостатка при определении допустимости дефектов типа ИСО 6520-2012, ИСО 6520-2013 и ИСО 6520-2014 в работе предложены подходы, разработанные для пористых материалов. Были рассмотрены зависимости, связывающие прочностные характеристики компактного, пористого материалов и параметров пористости, предложенные Б.У. Пинесом, Е. Рышковичем и В. Даквортом, Н.Р. Басфортом и С.Б. Твиссом, М. Эдье, В.Т. Трощенко, К.К. Шиллером и А.И. Красовским, В. Галлиной и Г. Манноне, Е. Дударовой и Р. Хейнесом. Но все эти зависимости учитывают ряд сложно определяемых и трактуемых в практических инженерных расчетах коэффициентов. Поэтому в данной работе была принята классическая формула М.Ю. Бальшина [20], связывающая параметр пористости П (в долях от единицы), прочность (временное сопротивление разрыву) компактного и пористого материала : (6) Пористость П оценивается как отношение объема участка шва с порами к объему этого же участка в бездефектном состоянии. Принято, что если напряжения на участке сварного шва с дефектами ИСО 6520-2012, ИСО 6520-2013 и ИСО 6520-2014 достигают предела текучести при статических испытаниях под давлением, то данная пористость является недопустимой. В противном случае возможно частичное «схлопывание» пор и образование дефекта ИСО 6520-2015 (вытянутая полость). Если напряжения при статических испытаниях не достигли предела текучести материала, то при циклической нагрузке необходимо сравнить предел усталости материала (шва и двух участков ЗТВ) при коэффициенте асимметрии 0 максимальными напряжениями цикла нагружения, полученными расчетом численными методами (МКЭ). Если напряжения выше, чем предел выносливости, то пористость с такими параметрами на данном участке недопустима (достигла браковочного параметра). Этот участок шва следует переварить. Одиночная пора (дефект ИСО 6520-2011 по классификации ИСО 6520-2012) представляет собой газовую раковину в сварном шве и ЗТВ. При моделировании такого дефекта объемная полость описывается в виде сфероида и виртуально располагается на равных расстояниях от края листа (один из диаметров совпадает с центральной линией). Если полость «вскрывается» на поверхность, она приобретает вид полусферической выточки, где концентрация на 10-20 % выше. Данный случай в работе не рассматривался. Во все расчеты заложены ограничения, не допускающие изменения вида дефекта. Теоретический коэффициент концентрации для сфероида согласно [21; 22] определяется следующим образом: где µ = 0,33 - коэффициент Пуассона материала (для сплава 1915Т). Это выражение с поправкой на конечные размеры принимает вид [21] (7) где d - диаметр виртуального сфероида, мм; t - габаритный размер сечения, в котором располагается дефект, мм (в данной схематизации - толщина свариваемого листа). В расчетах (в силу отсутствия точных данных о коэффициентах чувствительности к подрезам материала шва и ЗТВ) принято допущение, что материал абсолютно чувствителен к надрезам (т.е. эффективный коэффициент концентрации равен теоретическому). Принятое допущение идет в запас прочности. Статические напряжения определены как произведение теоретического коэффициента концентрации на номинальные напряжения в зоне обнаруженного дефекта. Пора является недопустимой, если статические напряжения на участке сварного шва с дефектом ИСО 6520-2011 достигают предела текучести при статических испытаниях. Если напряжения при статических испытаниях не достигли предела текучести материала, то при циклической нагрузке сравниваются максимальные напряжения цикла в зоне концентрации с пределом усталости при коэффициенте асимметрии 0. Если они больше, чем предел усталости, то пора с такими параметрами на данном участке недопустима. Для определения параметров трещин, удовлетворяющих условиям (отсутствие мгновенного разрушения при приложении статической испытательной нагрузки, «не страгивание[I5] » дефектов при эксплуатационной нагрузке), использовался метод обобщенного приведенного градиента (ОПГ) - численный метод нелинейной оптимизации. Для построения регрессионных моделей применен метод Брандона [23]. Вышеприведенный подход проиллюстрирован нормированием наиболее опасных дефектов в резервуаре, выполненном из сплава 1915Т по типовому проекту (рис. 3). Надпись: +2,350Надпись: -0,066Надпись: 0,000Надпись: +0,245Надпись: +4,750Надпись: +7,150Надпись: +9,950Надпись: +11,930Надпись: +12,150Надпись: 3Надпись: +7,730Надпись: -11,920Надпись: 2Надпись: +12,718Надпись: +12,915 Рис. 3. Вертикальный резервуар для хранения нефти и нефтепродуктов И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым. Figure 3. Vertical reservoir for oil and petroleum products storage S o u r c e: made by V.A. Ermakov. Надпись: Рис. 4. Эквивалентные напряжения в стенке резервуара, МПа И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым. Figure 4. Equivalent stresses in the tank wall, MPa S o u r c e: made by V.А. Ermakov. Для расчета напряженно-деформированного состояния резервуара использовался пакет прикладных программ ANSYS. Для моделирования основной нагрузки принималось, что резервуар наполнен жидкостью с плотностью 0,9 г/см3. Диаметр резервуара составляет 15,18 м, а высота - 11,92 м. Анализ результатов расчета показал, что напряженно-деформированное состояние (НДС) стенки формируется в основном за счет действия давления рабочей жидкости (рис. 4). Базовая модель содержит 65 115 элементов и 58 857 узлов. Модель состоит из пластин и стержней (покрытие). Минимальный размер элемента 0,43 мм в зонах сгущения. Это опорные участки покрытия на опорное кольцо резервуара. Расчет проводился итерационно, сходимость была достигнута на 5-й итерации. Микроструктура сварного образца была исследована после полирования и травления реактивом Келлера с помощью инвертированного исследовательского микроскопа Olympus GX51 в отраженном свете. Для исследования твердости основного материала, материала шва и ЗТВ по Виккерсу (HV5) использовался поверенный универсальный твердомер KB3000. 3. Результаты и обсуждение 3.1. Определение характеристик трещиностойкости материала сварного шва и ЗТВ В [24] указывается на существенную стохастическую неоднородность свойств ЗТВ при сварке ранее рулонированных листовых материалов для строительства резервуаров. Это подтверждается и исследованиями микроструктуры сварного соединения АДС, проведенными в рамках данной работы. Микроструктура сварного шва и ЗТВ показана на рис. 5. Видно, что структура шва (рис. 5, а) состоит из крупных дендритов α-твердого раствора (светлые зоны), мелкодисперсной эвтектики и интерметаллидных фаз (темные зоны). Это соответствует литой структуре материала шва. В центре шва наблюдались более мелкие дендриты, размер которых увеличивался при приближении к ЗТВ, что объясняется градиентом скорости охлаждения после прохождения металлургических процессов сварки. В структуре ЗТВ (рис. 5, б) и основного металла (рис. 5, в) четко определяется направление проката листа образца и стохастически расположенные интерметаллидные включения. Для определения соотношений механических свойств ЗТВ, сварного шва и основного металла была измерена твердость в поперечном сечении методом Виккерса на специально изготовленных сварных образцах. При исследовании твердости была рассмотрена половина шва с ЗТВ в силу симметрии задачи (графическая интерпретация экспериментальных данных приведена на рис. 6). Экспериментальная зависимость (рис. 6) аппроксимируется полиномиальным выражением (8) с коэффициентом детерминации 0,94. За ноль по горизонтальной оси принят центр шва: (8) где - твердость материала в ЗТВ в процентах от твердости основного материала вне зоны термического влияния (), - измеренная величина твердости по Виккерсу, МПа в ЗТВ, 90 - среднее значение твердости основного материала; x - отношение расстояния от центра сварного шва к ширине шва (ширина шва принята 12 мм как среднее значение по образцу). В работе принято следующее допущение - изменение механических свойств, в том числе предела текучести, подчиняется тому же закону, что и дюраметрия (согласно, например, [25]). В соответствии с этим выделены четыре реперные зоны, в которых определялись допустимые параметры трещин (центр шва - 0, далее 1 и 2 - отношений расстояний от центра шва к его ширине и зона основного металла) для каждого уровня кольцевых напряжений по высоте образующей цилиндрической части резервуара при приложении испытательной (статической) и эксплуатационной (циклической) нагрузки. На рис. 6 показано, что при достижении расстояния от центра шва, равного трем его толщинам, твердость (как принятый индикатор механических свойств) становится равной твердости основного материала, а согласно принятому допущению и предел текучести становится равным пределу текучести, ранее определенному экспериментально [1]. а б в Рис. 5. Микроструктура сварного шва и ЗТВ: а - структура сварного шва; б - ЗТВ; в - основного металла И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым. Figure 5. Microstructure of the weld: а - structure of the weld; б - the zone of thermal influence; в - the base metal S o u r c e: made by V.А. Ermakov. Рис. 6. Зависимость изменения твердости HV5 в шве и ЗТВ (в процентах от твердости основного материала) от отношения расстояния точки измерения твердости от ширины шва АДС (показана половина поперечного сечения) И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым. Figure 6. The dependence of the change in hardness HV5 in the seam and in the heat affected zone (as a percentage of the hardness of the base material) on the ratio of the distance of the hardness measurement point to the width of the seam made by argon arc welding (half of the section is shown) S o u r c e: made by V.А. Ermakov. Для реализации предложенной методики необходимо пороговое значение КИН. В.П. Когаевым[I6] определена надежная функциональная зависимость порогового значения КИН от предела текучести материала для коэффициента асимметрии 0: Однако эта зависимость адекватно применима только для сталей. Поэтому в рамках данного исследования было проведено определение функциональных зависимостей порогового значения КИН от предела текучести алюминиевых сплавов. При этом использованы экспериментальные данные авторов и данные литературного обзора, статистическая обработка которых позволила получить зависимости вида при коэффициенте асимметрии 0 для разных типов алюминиевых сплавов (9)-(11). Зависимости приведены в табл. 2. Для сплавов группы Al-Cu-Mg функциональная зависимость строилась по данным восьми источников (табл. 2), т.е. усреднялись данные экспериментов для каждого из восьми значений предела текучести (не менее трех замеров). Для сплавов группы Al-Mg - по шесть, включая собственные экспериментальные исследования, для сплавов группы Al-Zn-Mg - по пять, включая собственные экспериментальные данные. Таблица 2. Функциональные зависимости порогового КИН от предела текучести Table 2. Functional dependences of the threshold stress intensity factor for the yield strength № Группа сплавов / Group of alloys Коэффициент корреляции с экспериментальными данными / Correlation coefficient with experimental data Литературные источники, использованные при формулировке функциональных зависимостей / Literary sources used in the formulation of functional dependencies 1 Al-Cu-Mg (9) R2 = 0,89 [26-33] 2 Al-Mg (10) R2 = 0,78 [34-38] 3 Al-Zn-Mg (11) R2 = 0,86 [38-43] И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым / S o u r c e: made by V.А. Ermakov. Анализ полученных функциональных зависимостей показал, что при увеличении предела текучести алюминиевых сплавов пороговое значение КИН также возрастает в отличие от сталей, у которых повышение предела текучести приводит к снижению. Надпись: Рис. 7. Трещина в сварном шве узла конструкции пешеходного моста в результате циклических испытаний И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым. Figure 7. A crack in a welded joint of a pedestrian bridge structural assembly resulting from cyclic testing S o u r c e: made by V.A. Ermakov. Для зоны шва, выполненного АДС, нельзя принимать функциональные зависимости, построенные для основного металла. Шов - это расплавленный в процессе сварки и кристаллизовавшийся при охлаждении металл (см. рис. 5), в то время как основной металл получен горячей прокаткой с последующим старением. Химический состав шва, согласно [11], определяется долями участия в его формировании основного и присадочного материалов и потерей элементов при испарении и окислении в зоне горения дуги. Следовательно, химический состав и механические свойства шва не соответствуют свойствам основного металла. Для зоны сварного шва приняты данные работы [44] МПа√м. Резкая граница между значениями порогового КИН сварного шва и ЗТВ опосредованно подтверждается усталостными испытаниями моста пролетом 10 м из сплава 1915Т, в результате которых трещины образовались именно в шве (рис. 7). Таблица 3. Критериальные значения КИН (сплав 1915Т) Table 3. Criteria values of the threshold stress intensity factor (alloy 1915T) № / No. Отношение расстояния от центра сварного шва к его ширине / The ratio of the distance from the center of the weld to its width HV5, % Предел текучести, МПа / Yield strength, MPa Пороговое значение КИН, Kth, МПа∙ / Threshold stress intensity factor, Kth, MPa∙ Вязкость разрушения, KIc () МПа∙ / Fracture toughness, KIc () MPa∙ 1 0 (Центр шва / Center of the weld) - 165 2,0 согласно [44] / 2.0 according to [44] 12,0 согласно [44] / 12.0 according to [44] 2 1 (ЗТВ / Zone of thermal influence) 70 178 2,5 согласно (8) / 2.5 according to (8) 23,0 согласно (8) / 23.0 according to (8) 3 2 (ЗТВ / Zone of thermal influence) 92 235 2,9 согласно (8) / 2.9 according to (8) 31,0 согласно (8) / 31.0 according to (8) 4 3 (Основной металл / The base metal) 100 255 3,2 согласно (11) / 3.2 according to (11) 34,0 И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым / S o u r c e: made by V.А. Ermakov. 3.2. Моделирование дефектности сварного монтажного шва с применением ЛМР При расчетах принято, что трещина растет в направлении максимального значения коэффициента интенсивности напряжений при заданной схеме нагружения и параметров трещины (первый шаг при расчете сравнение[I7] коэффициентов интенсивности напряжений по двум гипотетически возможным направлениям роста), т.е. реализуется вариант минимальных энергетических затрат. Принято, что наиболее часто при первичном обследовании полуэллиптические трещины имеют соотношение Расчет методом ОПГ показал, что наименьший допустимый размер дефекта получается при эксплуатационной, а не испытательной нагрузке для всех рассмотренных типов дефектов. Ограничения метода ОПГ соответствуют вышеприведенным ограничениям модели. Метод ОПГ имеет один существенный недостаток - он чувствителен к нелинейности ограничений, но все наложенные ограничения моделей линейны. Именно поэтому этот метод был выбран в качестве расчетного. Результаты расчетов проиллюстрированы графически (рис. 8-10). Рис. 8. Допустимый размер полуэллиптического дефекта в зависимости от его расположения в вертикальном монтажном шве И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым. Figure 8. The permissible size of a semi-elliptical defect depends on its location in the vertical mounting seam S o u r c e: made by V.A. Ermakov. Рис. 9. Зависимость допустимой расчетной площади полуэллиптического дефекта во внутреннем кольце патрубка резервуара от длины дуги И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым. Figure 9. Dependence of the permissible calculated area of a semi-elliptical defect in the inner ring of a tank pipe on the arc length S o u r c e: made by V.A. Ermakov. Рис. 10. Зависимость допустимой расчетных площадей трещин в шве внешнего кольца патрубка И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым. Figure 10. Dependence of the permissible calculated area of cracks in the weld of the outer ring of the branch pipe S o u r c e: made by V.A. Ermakov. 3.3. Определение допустимых параметров пористости Механические характеристики участков, где существует вероятность появления пористости в процессе АДС (это центр шва и два участка ЗТВ), приведены в табл. 4. Как и при расчетах допустимых несквозных трещин, принято, что изменение всех механических свойств подчиняется тому же закону, что и дюраметрия. Усталостные свойства центра шва приняты с учетом данных эксперимента, проведенного в рамках данного исследования. Графическое представление зависимости допустимой общей пористости при эксплуатации резервуара в вертикальном сварном шве и ЗТВ показано на рис. 11 и 12. Таблица 4. Механические свойства сварного шва и ЗТВ Table 4. Mechanical properties of the weld and zone of thermal influence Механические свойства, МПа / Mechanical properties, MPa Центр шва / Center of the weld ЗТВ1 / Zone of thermal influence 1 ЗТВ2 / Zone of thermal influence 2 Предел текучести / Yield strength, 165 178 235 Предел выносливости при коэффициенте асимметрии цикла, равном 0 / Endurance limit at a cycle asymmetry coefficient equal to 0, 72 80 101 Рис. 11. Зависимость допустимых значений истинной пористости в долях единицы от напряжений и механических свойств материала (вертикальный шов) И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым. Figure 11. The dependence of the permissible values of true porosity in fractions of one on the stresses and mechanical properties of the material (vertical weld) S o u r c e: made by V.A. Ermakov. Рис. 12. Зависимость допустимых значений истинной пористости в долях единицы от высоты резервуара (вертикальный шов) И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым. Figure 12. The dependence of the permissible values of true porosity in fractions of a unit on the height of the tank (vertical weld) S o u r c e: made by V.A. Ermakov. По результатам расчета методом Брандона [23] получена двухпараметрическая регрессионная зависимость допустимой пористости (в долях единицы) от предела выносливости материала и напряжений в месте формирования дефекта при коэффициенте асимметрии цикла 0: Модель имеет ограничения по входящим в нее параметрам 72 ≤ ≤ 101, 7 ≤ σ ≤ 82. Коэффициент несовпадения Тейла 0,17, что указывает на высокое совпадение модельных данных с данными расчетного эксперимента, по которому она была построена. Частный коэффициент эластичности модели по пределу выносливости материала 2, по напряжениям [П8] - 1,5. Это значит, что при увеличении предела выносливости на 1 % значение допустимой пористости увеличивается на 2 %, при увеличении напряжений на 1 % допустимый параметр пористости уменьшается на 1,5 % при прочих равных условиях. Следовательно, можно сделать вывод о превалирующем влиянии на допустимый параметр пористости механических свойств материала. Это влияние на 30 % выше, чем влияние уровня напряжений. Аналогично были получены значения допустимой пористости для зон сварного шва и ЗТВ для внешнего и внутреннего колец патрубка резервуара. Графическое представление зависимости допустимых диаметров одиночных пор при эксплуатации резервуара пор приведены на рис. 13 (вертикальный шов). Зоны, где график отсутствует, означают, что на данных высотах шва поры полностью недопустимы. Рис. 13. Зависимость допустимых диаметров одиночных пор от высоты места их расположения в вертикальном шве при эксплуатации резервуара И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым. Figure 13. The dependence of the permissible diameters of single pores on the height of their location in the vertical weld during tank operation S o u r c e: made by V.A. Ermakov. 4. Заключение 1. Доказана принципиальная возможность применения линейной механики разрушения для области сварного шва, зоны термического влияния и основного металла листовых конструкций из алюминиевых сплавов, но с учетом поправки на пластичность материала, что позволило создать оригинальную методику к нормированию дефектов сварного шва, выполненного АДС, и зоны термического влияния при сварке алюминиевых сплавов. 2. Доказано, что при увеличении предела текучести алюминиевых сплавов пороговое значение коэффициента интенсивности напряжений также возрастает в отличие от сталей, у которых повышение предела текучести приводит к снижению порогового значения коэффициента интенсивности напряжений. На базе проведенных экспериментов и данных литературного обзора были сформулированы функциональные зависимости порогового значения коэффициента интенсивности напряжений от предела текучести материала для трех групп алюминиевых сплавов с различным химическим и стехиометрическим составом компонентов (для сплавов системы Al-Cu-Mg), (для сплавов системы Al-Mg), (для сплавов системы Al-Zn-Mg). 3. Проведено исследование микроструктуры сварного шва АДС и зоны термического влияния, которое выявило, что структура шва состоит из крупных дендритов α-твердого раствора, мелкодисперсной эвтектики и интерметаллидных фаз, что соответствует литой структуре материала шва. В центре шва расположены более мелкие дендриты, размер которых увеличивался при приближении к зоне термического влияния, что объясняется градиентом скорости охлаждения после прохождения металлургических процессов сварки. Различия в структуре материала влияют на его прочностные свойства. Получена полиномиальная зависимость изменения механических свойств материала от отношения расстояния от центра шва к его ширине. 4. Для наиболее опасных дефектов сварных швов и зоны термического влияния предложены модели, базирующиеся на линейной механике разрушения, с обязательным учетом поправки на пластичность. Для дефектов монтажного шва типа продольная трещина, разрозненные трещины и подрез принята модель полуэллиптической поверхностной трещины. Для моделирования поверхностных полуэллиптических трещин в зоне около круглого отверстия (зона патрубка резервуара) предложено применять подход Ша (Shah), который рассматривает трещины как часть эллипса в неограниченном теле, но с поправкой на концентрацию напряжений от отверстия. Для дефектов типа вытянутая полость и свищ предложена модель подповерхностной эллиптической трещины. Для оценки пористости принята классическая формула М.Ю. Бальшина, связывающая параметр пористости и прочность компактного и пористого материала. Для дефектов типа газовой поры разработана модель, базирующаяся на классических подходах усталости металлов с учетом концентрации напряжений. Иллюстративные расчеты по предлагаемым моделям показали, что допустимые параметры дефектов больше зависят от механических свойств материала в зоне его возникновения, чем от напряжений в этой зоне. 5. Для наиболее сложно моделируемого типа дефекта - пористости получена двухпараметрическая регрессионная зависимость допустимой пористости от предела выносливости материала (σ0) и напряжений в месте формирования дефекта (σ) при коэффициенте асимметрии цикла 0: Модель имеет ограничения по входящим в нее параметрам 72 ≤ ≤ 101, 7 ≤ σ ≤ 82. Частный коэффициент эластичности модели по пределу выносливости материала 2, по напряжениям -1[П9] ,5. Следовательно, при увеличении предела выносливости на 1 % значение допустимой пористости увеличивается на 2 %, при увеличении напряжений на 1 % допустимый параметр пористости уменьшается на 1,5 %. В дальнейшем предполагается проведение экспериментальных исследований дефектности сварных швов в алюминиевых конструкциях, полученных различными технологиями сварки, и расширение номенклатуры исследуемых сплавов.

About the authors

Oleg A. Kornev

Moscow State University of Civil Engineering (National Research University)

Email: KornevOA@mgsu.ru
ORCID iD: 0009-0009-5545-5284
SPIN-code: 4890-2128

Deputy Director, Scientific Research Institute of Experimental Mechanics

26 Yaroslavskoye Shosse, Moscow, 129337, Russian Federation

Aleksandr N. Shuvalov

Moscow State University of Civil Engineering (National Research University)

Email: AShuvalov@mgsu.ru
ORCID iD: 0009-0007-0289-7412
SPIN-code: 8488-4644

Candidate of Technical Sciences, Associate Professor, Department of Testing of Structures

26 Yaroslavskoye Shosse, Moscow, 129337, Russian Federation

Anna V. Kornilova

Moscow State University of Civil Engineering (National Research University); RUDN University

Email: KornilovaAV@mgsu.ru
ORCID iD: 0000-0001-5569-9320
SPIN-code: 6569-6240

Doctor of Technical Sciences, Senior Researcher, Scientific Research Institute of Experimental Mechanics, Moscow State University of Civil Engineering (National Research University); Professor of the Department of Construction Technologies and Structural Materials, Academy of Engineering, RUDN University

26 Yaroslavskoye Shosse, Moscow, 129337, Russian Federation; 6 Miklukho-Maklaya St, Moscow, 117198, Russian Federation

Valentin A. Ermakov

Moscow State University of Civil Engineering (National Research University)

Author for correspondence.
Email: Ermakov@mgsu.ru
ORCID iD: 0000-0002-8862-8139
SPIN-code: 3227-6815

Candidate of Technical Sciences, Senior Researcher, Scientific Research Institute of Experimental Mechanics

26 Yaroslavskoye Shosse, Moscow, 129337, Russian Federation

References

Supplementary files