Effect of Geometric Defects on the Service Life of Cylindrical Tanks Made of Aluminium Alloys2

Full Text

1. Введение Согласно данным геологической разведки, в Арктике содержится 30 % мировых запасов природного газа, 13 % нефти, 9 % угля, большие запасы металлов, в том числе редкоземельных, и минералов (бриллианты, графит). Одной из амбициозных задач по освоению природных ресурсов является реализация проекта «Арктик СПГ-2» для поставок сжиженного природного газа (СПГ) в Китай [1]. Районы Крайнего Севера России также богаты природными ресурсами. Например, на территории Республики Саха (Якутия) сосредоточено 23 месторождения нефти (453 млрд м3) и 44 месторождения газа (1392 млрд м3), среди которых одно обладает статусом уникального и 9 - крупных [2]. Освоение таких объемов ресурсов невозможно без создания качественной инфраструктуры - трубопроводов, газгольдеров, резервуаров для перекачки и хранения продуктов. Однако строительству новых объектов и их дальнейшей эксплуатации сопутствуют технические риски, среди которых выделяют строительно-монтажные и эксплуатационные. Труднодоступность регионов, сложные геологические условия и пониженные температуры требуют реализации наукоемких и высокотехнологичных проектов [3]. Применение стали для строительства резервуаров в условиях работы при пониженных температурах не всегда целесообразно ввиду наличия порога хладноломкости и его смещения со временем в сторону положительных температур [4]. В исследовании [5] определено, что за 31 год эксплуатации трубопровода порог хладноломкости стали 17Г1С сместился на 10 градусов: с -40 до -30 °С. Кроме того, при длительной эксплуатации снижаются физико-механические характеристики стали. Например, предел прочности стали P92 уменьшился за 10 лет с 745 до 650 МПа [6]. В качестве замены стальных сплавов целесообразно рассмотреть сплавы алюминиевые, которые не обладают порогом хладноломкости. Физико-механические характеристики современных алюминиевых сплавов не уступают некоторым сталям, а при понижении температуры только улучшаются. Меньший объемный вес (в 3 раза) и повышенная коррозионная стойкость позволят уменьшить затраты на транспортировку, монтаж и эксплуатацию алюминиевых конструкций [7]. С точки зрения технологии возведения для климатических условий Крайнего Севера наиболее перспективным является метод рулонирования как наиболее экономически выгодный и технологичный [8], что также подтверждается расчетом металлоемкости при рассмотрении резервуаров разных объемов [9]. Основная часть сварочных работ с проведением дефектоскопии осуществляется на заводе - свариваются полотнища стенок. Готовые полотнища сворачиваются в рулон и доставляются на строительную площадку, где устанавливаются вертикально и постепенно разворачиваются. Таким образом, на строительной площадке выполняется относительно небольшой объем сварочных работ (вертикальный замыкающий шов, приварка патрубка и др.). Тем не менее даже при такой технологии существует вероятность возникновения дефектов. В качестве основных можно выделить дефекты в зоне стыка полотнищ стенок: угловатость и линейное смещение полотнищ относительно друг друга [10]. Нормативные документы регламентируют допускаемые параметры данных дефектов при изготовлении конструкции, а также при оценке их расчетного срока службы. Например, при изготовлении полотнищ стенок из стали класса С245 допускается угловатость (угловые деформации стыков) равная 20 мм на базе измерения 500 мм. Также допускается линейное смещение поверхностей относительно друг друга при толщине деталей более 10 мм - 10 % толщины, но не более 3 мм. Расчетный срок службы резервуаров определяется угловатостью вертикальных сварных швов стенки в случае отсутствия трещиноподобных эксплуатационных дефектов. Предельное значение угловатости зависит от цикличности нагружения конструкций, толщины стенок. Например, при годовом числе циклов нагружения, равном 250 и толщине стенки более 15 мм, - предельное значение угловатости составляет 5 мм на базе измерения 500 мм. Выполнение этого условия обеспечит срок службы 40 лет. При увеличении цикличности нагружения предельное значение должно определяться расчетным путем. Если резервуар смонтирован с превышением предельных параметров дефектов допускается его приемка на основе выполненных расчетов несущей способности. Согласно Межгосударственному стандарту ГОСТ 31385-2023[6] расчет должен проводиться с помощью метода конечных элементов, учитывать фактическую геометрию конструкции, выполнять проверки по прочности (в том числе малоцикловой) и устойчивости. Отечественных нормативных документов, которые бы однозначно регламентировали правила проектирования резервуаров из алюминиевых сплавов, на сегодняшний день не существует. Для проектирования конструкций зданий и сооружений из алюминиевых сплавов разработан свод правил 128.13330.2016[7], однако в документе сказано, что его положения не распространяются на алюминиевые конструкции, подвергающиеся многократному воздействию нагрузок. В связи с этим для строительства резервуаров из алюминиевых сплавов требуется разработка и согласование дополнительной документации, подтверждающей безопасность принятых решений. До 1 сентября 2024 г. в качестве такого документа выступали специальные технические условия (СТУ), в настоящее время необходима разработка РПСО (результаты применения способов обоснования). Проектирование осложняется необходимостью учета цикличности нагружения и сваркой алюминиевых конструкций, возможным наличием дефектов монтажа. Для обоснования решений и обеспечения безаварийной эксплуатации при минимальных затратах ресурсов необходимо проведение научных исследований в данном направлении. Исследования направлены на изучение изменения свойств основного материала и его сварных соединений при рулонировании, подборе оптимальных диаметров каркасов рулонов, усталостной прочности материалов после рулонирования и разворачивания. В [11] исследовался уровень напряжений при скручивании листов разной толщины в рулон из стали 09Г2С. Определено, что при скручивании листа толщиной 18 мм на каркас диаметром 2,2 м возникают напряжения, превышающие предел текучести материала на 37,6 МПа, что приводит к значительным пластическим деформациям. Подобные работы ведутся не только экспериментально, но и расчетным путем методом конечных элементов [12]. Исследование остаточных напряжений в сварных швах стенок резервуаров также показало наличие упругопластических деформаций [13]. Исследование стальных сварных соединений листов с имитацией технологии рулонирования [14] показало, что примененные технологии способствуют хрупкому разрушению. При этом критические температуры вязкохрупкого перехода смещаются в положительную сторону. Резервуары могут быть нагружены статически, однако в ряде случаев их несущие конструкции работают в условиях циклического нагружения, что требует оценки ресурса до разрушения. Данной тематике посвящено исследование [15], в котором экспериментально и теоретически оценивалось влияние процесса рулонирования на количество циклов до разрушения образцов. Испытания показали, что при одной и той же нагрузке количество циклов до разрушения после рулонирования в среднем увеличилось в 3,4 раза. Дефекты стальных резервуаров (отклонение образующих от вертикали, угловатость монтажных швов и др.) устраняются методом вставок, свальцованных под проектный радиус. При этом важно знать остаточное напряженное состояние стенок резервуара и правильно подбирать радиус вальцовки [16]. При неправильном ремонте методом вставок возможно возникновение «хлопунов». Для решения данной проблемы авторами [17] разработана методика компьютерного моделирования, позволяющая прогнозировать появление данных дефектов. Литературный поиск по данным тематикам применительно к резервуарам из алюминиевых сплавов показал ограниченное количество современных трудов. Основная часть исследований приходится на 1970-1980-е гг. Среди них исследование Х.Р. Саидова по оценке влияния поверхностных дефектов на усталостную прочность элементов листовых конструкций, в том числе резервуаров, из алюминиевых сплавов [18]. В работе определено, что предварительное пластическое деформирование, вызванное процессом рулонирования, приводит к увеличению сопротивления материала усталостному разрушению на стадии роста трещины в 2-3 раза в зависимости от уровня нагружения. Таким образом, развитие регионов Крайнего Севера и технологий строительства делает использование современных алюминиевых сплавов для строительства резервуаров методом рулонирования актуальным. Цель исследования - оценка влияния потенциальных дефектов монтажа резервуара из алюминиевого сплава с учетом физико-механических характеристик сварного соединения и возможной перегрузки при приемочных испытаниях. 2. Материалы, исходные данные и методика исследования В качестве рабочего материала в исследовании принят ранее выбранный авторами алюминиевый деформируемый сплав 1915 в состоянии Т группы сплавов Al - Zn - Mg [7]. Основные физикомеханические характеристики сплава и его сварного соединения, необходимые для моделирования, получены экспериментально и представлены в табл. 1. Испытания образцов проведены по Межгосударственным стандартам ГОСТ 1497-84, ГОСТ 9454-78, ГОСТ 25.502-79[8]. Таблица 1. Физико-механические характеристики алюминиевого сплава 1915Т при t = 20 °C Table 1. Physical and mechanical properties of 1915T aluminium alloy at t = 20°C Характеристика / Characteristics Основной металл / Base metal Зона термического влияния / Heat-affected zone Сварной шов / Weld Предел прочности, σВ,МПа / Ultimate strength, σВ,МРа 365 270 269 Условный предел текучести, σ0,2 ,МПа / Yield strength, σ0.2,МРа 255 210 164 Предел выносливости при симметричном цикле, σ 1,МПа / Fatigue strength for a symmetrical cycle, σ 1 MPa 100 - 77 Модуль упругости, Е,МПа / Young’s modulus, Е,МРа 70 000 70 000 70 000 Относительное сужение, ψ, % / Reduction, ψ, % 28 - 26,2 И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым / S o u r c e: made by V.А. Ermakov. В качестве объекта исследования принят резервуар из алюминиевого сплава по типовому проекту. Диаметр резервуара составляет 15,18 м, а высота - 11,92 м. Днище резервуара образовано листом толщиной 6 мм. Резервуар имеет входной патрубок толщиной 6 мм и диаметром 530 мм. Вокруг патрубка приварено усиление стенки толщиной 6 мм. На отметке +7,700 м предусмотрено кольцо жесткости из алюминиевого профиля. На отметке +11,600 расположено опорное кольцо жесткости, на которое опираются конструкции покрытия. Покрытие резервуара состоит из центрального распорного кольца в виде трубы толщиной 20 мм диаметром 510 мм и системы радиальных и тангенциальных прогонов из алюминиевых профилей. Поверх радиальных прогонов приварен настил толщиной 6 мм. Толщина стенки меняется по высоте: - от отметки 0,000 до +3,000 - 10 мм; - от отметки +3,000 до +6,000 - 8 мм; - свыше отметки +6,000 - 6 мм. Расчетная модель резервуара создана в ПК Ansys с помощью стержневых и пластинчатых элементов (рис. 1). В данном исследовании модель закреплена на жестком основании. Модель рассчитана в упругой постановке, для задания материала использован модуль упругости E 70000 МПа, коэффициент Пуассона μ 0,3 и плотность алюминиевых сплавов ρ 2700 кг/м3. Для расчета приняты следующие климатические условия: Рис. 1. Общий вид конечно-элементной модели - ветровой район Ia; И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым. - снеговой район IV. Figure 1. General view of the finite element model S o u r c e: made by V.А. Ermakov. В качестве рабочей жидкости принята нефть с плотностью ρж 0,9 т/м3. К модели были приложены следующие основные нагрузки: - давление рабочей жидкости; - снеговая нагрузка на покрытие резервуара; - ветровая нагрузка. Анализ результатов расчета показал, что НДС стенки формируется в основном за счет действия давления рабочей жидкости. Так как исследование направлено на изучение НДС стенки с дефектами, было принято решение дальнейшие расчеты выполнять на данное воздействие. Моделирование резервуаров целиком с дефектами трудоемко и требует больших расчетных мощностей, поэтому оценка влияния дефектов осуществлялась на отдельных объемных моделях фрагментов стенок. При этом напряженно-деформированное состояние (НДС) моделей фрагментов повторяет НДС основной модели резервуара. Для исследования выбрано два типа дефектов монтажа резервуаров методом рулонирования при стыковке полотнищ стенки: угловатость и линейное смещение полотнищ. В результате была разработана базовая модель фрагмента без дефектов, 7 моделей стенки с угловатостями (рис. 2) и 5 моделей со смещением полотнищ (рис. 3). Все модели учитывают наличие одностороннего сварного шва, полученного методом аргонодуговой сварки. На схеме указана зона сварного шва (СШ), зона термического влияния (ЗТВ) и основной металл (ОМ). Граница сварного шва специально немного расширена, чтобы зона концентрации напряжений приходилась на один тип материала. Высота моделей составляет 100 мм. Вертикальным граням моделей назначалось симметричное закрепление. К горизонтальным граням моделей прикладывались перемещения и поперечное распределенное усилие, соответствующие горизонтальному перемещению узлов стенки резервуара и поперечным усилиям в месте «вырезания» фрагмента модели от действия давления рабочей жидкости. Вертикальным граням моделей назначалось симметричное закрепление. К горизонтальным граням моделей прикладывались перемещения и поперечное распределенное усилие, соответствующие горизонтальному перемещению узлов стенки резервуара и поперечным усилиям в месте «вырезания» фрагмента модели от действия давления рабочей жидкости. Рис. 2. Схемы фрагментов стенок с дефектами Рис. 3. Схемы фрагментов стенок с дефектами в виде угловатостей в виде линейного смещения полотнищ И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым. И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым. Figure 2. Schematics of wall sections with defects Figure 3. Schematics of wall sections with defects in the form of angular misalignment in the form of linear misalignment of the wall panels S o u r c e: made by V.А. Ermakov. Расчет выполнялся с учетом геометрической и фи- S o u r c e: made by V.А. Ermakov. зической нелинейности. Для реализации физической нелинейности работы материалов в расчетной программе были заданы билинейные диаграммы деформировани. Для верификации расчетной модели фрагмента с дефектом сравнивались напряжения в зоне, расположенной вдали от дефекта с напряжениями в модели резервуара. Для имитации перегрузки при испытаниях и цикла нормальной загрузки к плоскости стенки изнутри прикладывалось давление рабочей жидкости в следующей последовательности: 1. 125 % среднего рабочего давления в уровне рассматриваемого фрагмента, имитирующего перегрузку Рис. 4. Схема деформирования самого нагруженного узла в разных условиях нагружения И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым. Figure 4. Deformation diagram of the most heavily loaded node under various loading conditions S o u r c e: made by V.А. Ermakov. при приемочных испытаниях резервуара. 2. Нулевая нагрузка, соответствующая полной разгрузке резервуара. 3. 100 % среднего рабочего давления в уровне рассматриваемого фрагмента, имитирующего цикл нормальной эксплуатации резервуара. В результате расчета каждой модели с дефектом определялся самый нагруженный узел, для которого строилась диаграмма «Напряжения - деформация». Общий вид диаграммы «Напряжения - деформация» представлен на рис. 4. При нагружении резервуара без перегрузки возникает рабочий цикл, соответствующий участку «0-0’». Однако из-за перегрузки в ходе испытаний, а также наличия концентрации напряжений возможно возникновение пластических деформаций, которые при дальнейшем циклическом нагружении изменяют параметры цикла, что, в свою очередь, изменяет предел выносливости сварного соединения. На участке «0-1» происходит нарастание напряжений и деформаций вследствие приложения испытательной нагрузки (125 % от эксплуатационной), так как напряжения превышают значение условного предела текучести σ0,2 , начинаются пластические деформации. На следующем этапе нагрузка полностью снимается (участок «1-2»). Нагружение 100 % эксплуатационной нагрузки приводит к линейному увеличению деформаций и напряжений (участок «2-3»). В дальнейшем повторяется разгрузка и нагружение той же нагрузкой. Таким образом, напряжения в точке «2» соответствуют минимальным напряжениям цикла σmin , а напряжения в точке «3» - максимальным напряжениям цикла σmax . Для оценки допускаемого числа циклов до разрушения нормативными документами закреплено две методики: 1. Методика по ГОСТ 34233.6-2017. Сосуды и аппараты. Нормы и методы расчета на прочность. Расчет на прочность при малоцикловых нагрузках. 2. Методика по ПНАЭ Г-7-002-86. Нормы расчета на прочность оборудования и трубопроводов атомных энергетических установок. Методика по ГОСТ основана на использовании амплитуды напряжений σа , коэффициентах запаса прочности по числу циклов nN и по напряжениям nσ , характеристиках A и B, приводимых для определенных стальных и алюминиевых сплавов, а также коэффициента Ct для учета изменения температуры эксплуатации: 2 1 ACt . N nN σa B nσ Методика ПНАЭ более расширена и дополнительно учитывает характеристики материала, в том числе прочность и пластичность, коэффициент асимметрии цикла напряжений. Однако в документе заявлено, что формула применяется для сталей при отношении σ0,2 / σВ 0,7 и количестве циклов до 106. В документе изначально приведена формула определения допускаемой амплитуды напряжений: Eec σ 1 σa 4n NN 0 m 1 σ 1 1 r , σВ 1 r где E - модуль упругости материала; σ 1 - предел выносливости материала при симметричном цикле; nN - коэффициент запаса по количеству циклов (в рамках научного исследования принимается равным 1); m 0,5- характеристика материала, принимаемая по таблице 5.7 ПНАЭ Г-7-002-86; σВ- предел прочности материала; N0 - допускаемое число циклов до разрушения; r - коэффициент асимметрии цикла нагружения; ec - характеристика пластичности, определяемая по формуле 100 ec ln . 100 ψ Преобразование выражения и подстановка характеристики пластичности позволяет выделить формулу для расчета допускаемого числа циклов до разрушения: 2 1 Eec N0 . 4 σa σσ 11 r 1 1 σВ 1 r Также для повышения числа циклов могут применяться различные методы поверхностного упрочнения и увеличения предела выносливости соединений. Например, для существенного повышения усталостной прочности успешно применяется ультразвуковая ударная обработка, что доказано при испытании образцов сварных соединений из алюминиевого сплава 2024-Т4 [19]. Данный метод давно известен, прост и широко применяется. Однако разрабатываются и более сложные методы. В исследовании [20] показано, что комплексная обработка, сочетающая термическую обработку в растворе, частичную прокатку и естественное старение, позволяет увеличить ресурс сварных соединений в 2-6 раз. В рамках данного исследования было принято решение применительно к алюминиевому сплаву 1915Т использовать методику по ПНАЭ Г-7-002-86 ввиду возможности учета асимметрии цикла нагружения, возникающей при перегрузке конструкции и пластической деформации в зоне концентрации. Ограничением исследования являются характеристики дефектов: 7 градусов угловатости и 5 мм линейного смещения полотнищ. В расчетах не учтены возможные пластические деформации при рулонировании и разворачивании листов, что также является ограничением исследования. Результаты исследования применимы для любого участка вертикального стыкового шва стенки, за исключением зоны уторного узла. 3. Результаты и обсуждение В результате расчета на основную нагрузку (давление рабочей жидкости) получены изополя эквивалентных напряжений (рис. 5) и радиальные перемещения элементов резервуара (рис. 6). Максимальные напряжения в стенке вдали от зон концентрации составляют 78,48 МПа и расположены на высоте 750 мм от днища резервуара. Для верификации модели фрагмента резервуара приняты средние значения нагрузки, перемещений и поперечного распределенного усилия на данной высоте, равные 99 кПа, 8,52 мм и 1,4 Н/мм соответственно. В результате расчета модели фрагмента стенки резервуара без дефектов на удалении от сварного шва получены эквивалентные напряжения, равные 78,46 МПа (рис. 7). Таким образом, принятый подход позволяет получить в модели фрагмента НДС, аналогичное с тем состоянием, что возникает в том же месте при расчете всего резервуара. При этом наблюдается достаточная сходимость в пределах 5 %. Так как диаграмма деформирования материала получена по результатам одноосных испытаний на растяжение, дальнейшая оценка результатов осуществлялась не по эквивалентным напряжениям, а по кольцевым. В результате серии расчетов фрагментов с угловатостями и смещениями были получены изополя кольцевых напряжений (рис. 8) и графики «Напряжения - деформация» наиболее нагруженных узлов моделей в зонах у сварных швов (рис. 9). Аналогично графикам на рис. 9 получены графики без перегрузки. В результате обработки диаграмм получены параметры циклов нагружения для различных типов дефектов, с перегрузкой и без (табл. 2). Рис. 5. Изополя эквивалентных напряжений, МПа (зона патрубка условно не показана) И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым. Рис. 6. Радиальные перемещения элементов резервуара, мм Figure 5. Equivalent stresses, MPa И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым. (the pipe connection area is not shown for clarity) Figure 6. Radial displacement of tank elements, mm S o u r c e: made by V.А. Ermakov. S o u r c e: made by V.А. Ermakov. Рис. 7. Эквивалентные напряжения в модели фрагмента стенки резервуара, МПа И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым. Figure 7. Equivalent stresses in the tank wall fragment model, MPa S o u r c e: made by V.А. Ermakov. Рис. 8. Изополя кольцевых напряжений в зонах у сварного шва на этапе нагружения с перегрузкой: а - в модели с угловатостью 7 ; б - в модели со смещением 5 мм И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым. Figure 8. Hoop tension in the regions adjacent to the weld during the overload loading stage: а - in the model with a 7° angular misalignment; б - in the model with a 5 mm linear misalignment S o u r c e: made by V.А. Ermakov. 0 ° 1 ° 2 ° 3 ° 4 ° 5 ° 6 ° 7 ° а Относительные деформации / Strain 0 мм 1 мм 2 мм 3 мм 4 мм 5 мм б Рис. 9. Графики «Напряжения - деформация» с учетом перегрузки в наиболее нагруженных узлах: а - в моделях с угловатостями; б - в моделях со смещениями И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым. Figure 9. Stress-strain diagrams accounting for overload at the most heavily loaded joints: а - in models with angular misalignment; б - in models with linear misalignment S o u r c e: made by V.А. Ermakov. Таблица 2. Параметры циклов / Table 2. Cycle parameters Тип дефекта / Type of defect С перегрузкой / Overload Без перегрузки / Normal load σmin, МПа / MPa σmax , МПа / MPa r σmin, МПа / MPa σmax , МПа / MPa r Без дефектов / Defectless 0,0 127,9 0,00 0,0 127,9 0,00 Угловатость 1 / Angular misalignment 1 -0,6 154,8 0,00 0,0 167,0 0,00 Угловатость 2 / Angular misalignment 2 -2,9 169,0 -0,02 0,0 188,5 0,00 Угловатость 3 / Angular misalignment 3 -38,7 148,6 -0,26 -7,6 188,4 -0,04 Угловатость 4 / Angular misalignment 4 -50,8 150,5 -0,34 -14,7 195,8 -0,08 Угловатость 5 / Angular misalignment 5 -76,0 149,2 -0,51 -23,2 201,7 -0,11 Угловатость 6 / Angular misalignment 6 -112,2 140,9 -0,80 -50,5 202,4 -0,25 Угловатость 7 / Angular misalignment 7 -142,3 131,1 -1,09 -75,4 197,8 -0,38 Смещение 1 мм / Linear misalignment 1 mm -36,81 133,54 -0,28 -4,14 169,62 -0,02 Смещение 2 мм / Linear misalignment 2 mm -51,68 135,53 -0,38 -11,59 175,44 -0,07 Смещение 3 мм / Linear misalignment 3 mm -70,70 135,52 -0,52 -25,32 180,88 -0,14 Смещение 4 мм / Linear misalignment 4 mm -119,52 119,39 -1,00 -64,49 174,55 -0,37 Смещение 5 мм / Linear misalignment 5 mm -132,18 125,77 -1,05 -74,10 184,14 -0,40 И с т о ч н и к: выполнено В.А. Ермаковым / S o u r c e: made by V.А. Ermakov. На основании данных о параметрах циклов нагружения и физико-механических характеристиках материала получено количество циклов до зарождения трещины для каждого из вариантов модели. Сводные графики ресурса представлены на рис. 10. Угловатость, / Angular misalignment, С перегрузкой / Overload Без перегрузки / Normal load Степенная (С перегрузкой / Overload)Степенная (Без перегрузки / Normal load) а Смещение, мм / Linear misalignment, mm С перегрузкой / Overload Экспоненциальная (С перегрузкой / Overload) Без перегрузки / Normal load Экспоненциальная (Без перегрузки / Normal load) б Рис. 10. Ресурс стыкового сварного соединения: а - при наличии угловатости; б - при наличии линейного смещения полотнищ И с т о ч н и к: выполнено О.А. Корневым. Figure 10. Fatigue strength of a butt weld: а - where there is angular misalignment; б - where there is a linear misalignment of the plate edges S o u r c e: made by O.А. Kornev. Анализ графиков на рис. 10 показал, что наличие и степень дефекта ожидаемо отрицательно сказываются на количестве циклов до зарождения трещины. При этом положительное влияние на работу сварного соединения оказывает перегрузка во время приемочных испытаний. Влияние нивелируется по мере увеличения степени дефектности. Результаты проведенных расчетов по оценке влияния угловатости описываются степенной функцией в интервале от 1 до 7 , а данные по оценке линейного смещения - экспоненциальной зависимостью в интервале от 1 до 5 мм. При этом минимальная величина достоверности аппроксимации составляет 0,956. Дополнительно был проведен анализ количества циклов до зарождения трещины в зависимости от амплитуды деформаций цикла нагружения εa и типа дефекта. Полученные массивы данных нанесены на общую шкалу (рис. 11). Количество циклов, млн / Number of cycles, mln 1 ° 2 ° 3 ° 4 ° 5 ° 6 ° 7 ° 1, мм 2, мм 3, мм 4, мм 5, мм Рис. 11. Зависимость количества циклов до зарождения трещин от амплитуды деформаций ߝ௔ при разных типах дефектов И с т о ч н и к: выполнено О.А. Корневым. Figure 11. The number of cycles before cracks initiate as a function of the strain amplitude ߝ௔ for different types of defects S o u r c e: made by O.А. Kornev. Анализ данных (рис. 11) показывает аналогичный характер деформирования фрагментов стенки с угловатостями и линейным смещением полотнищ. В интервале от 0,6 до 0,7 млн циклов отчетливо видно, что угловатость 2 является более опасным дефектом, чем линейное смещение полотнищ, равное 1 мм, потому что примерно такое же количество циклов достигается при меньшей амплитуде деформаций. 4. Заключение Анализ исследований в области строительства резервуаров методом рулонирования позволяет сделать следующие выводы: 1. В большинстве публикаций конструкционным материалом является сталь, и лишь ограниченная часть трудов СССР 1970-1980-х гг. относится к алюминиевым сплавам. 2. Экспериментальные исследования сосредоточены на учете влияния технологии рулонирования и сварных соединений на усталостную прочность конструкций. 3. Средства компьютерного моделирования направлены на прогнозирование появления дефектов в результате ремонтно-восстановительных работ методом вставок. Новизна исследования заключается в расчете количества циклов до разрушения сварных соединений стенок резервуара из алюминиевого сплава с геометрическими дефектами на основе результатов компьютерного моделирования. Исходными данными для проведения расчетов послужил типовой проект резервуара, а также результаты определения физико-механических характеристик алюминиевого сплава 1915Т. В общей сложно было подготовлено 14 конечно-элементных моделей: модель резервуара из стержней и пластин; модель фрагмента стенки со сварным швом без дефектов; 7 моделей фрагментов стенки со сварным швом и разной степенью угловатости; 5 моделей фрагментов стенки со сварным швом и разной степенью линейного смещения полотнищ. Фрагменты стенок рассчитывались с учетом и без учета перегрузки. Анализ результатов показал закономерное снижение ресурса сварного соединения с увеличением степени дефектности. При этом отмечается положительное влияние перегрузки конструкций при приемочных испытаниях. Предложенный подход позволяет оценивать количество циклов до зарождения трещин на любой высоте вертикального шва, за исключением зоны уторного узла. Следовательно, монтажная организация получает инструмент для обоснования необходимости проведения ремонтно-восстанови- тельных работ или приемки конструкции с допускаемыми дефектами исходя из расчетного срока службы (количества циклов нагружения). Также сведения о количестве циклов могут быть использованы при планировании освидетельствования конструкций в зонах с дефектами. Результаты исследования приведены при условии, что возможные пластические деформации при рулонировании и разворачивании листов не учитывались. Дальнейшие исследования будут включать учет данных процессов.

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; 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