CC BY
97
б • • 1,074 + 1400Д ^ +1002 (Ш28 _ 1} = 24 > 23
Птр 1,16 Принять 23 болта недостаточно.
Рассматриваем двухрядное соединение и определяем коэффициент в на основании (8): Р = /(атах + 2£) = 1160 /(990 + 2 • 90) = 0,991« 1.
Требуемое количество болтов птр = 22,8. Принимаем п = 24 - по 12 болтов в каждом ряду (к = 12, т = 2).
5. Расчет стенки и стыковых накладок на прочность. Расчет, выполненный в соответствии с требованиями СНиП [2], показал, что для стенки < = 339 < Яу/С = 345 -1 = 345 МПа, для
накладок «Кн = 292 < 345 МПа. Прочность стенки и накладок обеспечивается. Стык поясных листов
Необходимое количество болтов для полустыка, на основании [2] или формулы (6) при N = , М = 0, М=0, 0 = 0
пг > Nf Фтт к) = 2 430,7/(203,8 -1) = 12. Принимаем 12 болтов (см. рис. 3).
Расчет нижнего пояса двутавра и поясных накладок показал, что их прочность обеспечивается,
так как для пояса <7f = 342 < 345 МПа, для накладок < = 307 < 345 МПа.
f н
Выводы. 1. Для болтовых соединений, подверженных действию момента, или момента вместе с продольной и поперечной силами, требуемое количество болтов птр определяется в зависимости от схемы расположения болтов, расстояния между крайними болтами атах и шага болтов S.
2. Для соединений с расположением болтов, симметричным относительно нейтральной линии соединяемых элементов при количестве болтов п, не меньше требуемого птр по (6), расчет на прочность болтов не требуется.
ИСПОЛЬЗОВАННАЯ ЛИТЕРАТУРА
1. Хомутинников Н. И., Морозов К. Д. Металлические конструкции промышленных зданий / Н. И. Хомутинников, К. Д. Морозов. - М. : Госстройиздат, 1933. - 536 с.
2.СНиП 11-23-81*. Стальные конструкции / Госстрой СССР. - М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1990. - 96 с.
3. Михайлов А. М. Металлические конструкции в примерах / Михайлов А. М. - М.: Стройиздат, 1976. - 320 с.
4. Металлические конструкции. Общий курс. Учебник для вузов / Беленя Е. И., Балдин В. А., Веденников Г. С. и др.; Под общ. ред. Е. И. Беленя. - [6-е изд. перер.и доп. ] - М. : Стройиздат, 1986. - 560 с.
УДК 69.059.2
ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА И ЗАЩИТЫ СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ ОТ ПРОГРЕССИРУЮЩЕГО ОБРУШЕНИЯ
И. И. Давыдов, к. т. н., доц.
Ключевые слова: прогрессирующее обрушение, диссипативные свойства системы, конструктивная система, метод конструктивной защиты.
Постановка проблемы. В последнее время участились случаи цепного обрушения зданий и сооружений в результате различного рода ошибок проектирования, монтажа и эксплуатации зданий (неквалифицированная реконструкция), а также обрушения жилых зданий в результате взрывов газа и терактов. Поэтому существует проблема предотвращения прогрессирующего обрушения зданий при локальных разрушениях одного или нескольких несущих элементов в результате непроектных воздействий.
Анализ исследований и публикаций. Термин "прогрессирующее обрушение" и формулировка проблемы защиты зданий появились в 1968 г. в докладе комиссии, расследовавшей причины аварии
22-этажного панельного жилого дома в Лондоне. Поэтому с конца 1970-х годов проводятся исследования по анализу эффективных методов расчета и разработке средств защиты от прогрессирующего обрушения зданий и сооружений.
Основные положения теории обеспечения устойчивости зданий при аварийных воздействиях изложены в Приложении 2 Пособия [1], в котором рассматриваются наиболее опасные расчетные схемы разрушения, механизмы вторичного обрушения, дается их классификация.
В настоящее время разработаны рекомендации по расчетам и защите от прогрессирующего обрушения зданий различных конструктивных систем [2-7]. Задача анализа прогрессирующего обрушения сводится к исключению из конструктивной системы от одной из опор (связей) и последующего расчета. Основные рекомендации по предупреждению прогрессирующих обрушений несущих конструкций сводятся к исключению возможных локальных разрушений.
Рекомендуемые меры защиты от прогрессирующего обрушения подобны конструктивным антисейсмическим мероприятиям [8-15].
Цель статьи заключается в анализе основных проблем, возникающих при расчете и выборе направлений защиты строительных конструкций от прогрессирующего обрушения зданий и сооружений. Сложность задачи заключается в том, что в рекомендациях [2-7] нет точных методик: выбора аварийной опоры (связи), которую нужно выключать при расчете; учета в расчетах мгновенных динамических эффектов при обрушениях; выбора направлений защиты.
Изложение основного материала. Рассмотрим задачу расчета и защиты от прогрессирующего обрушения применительно к жилому 9-этажному зданию с подвалом и техническим этажом с монолитным железобетонным каркасом. Фундаменты выполнены свайные, сваи - забивные длиной 14 м, сечением 350 х 350 мм. Под несущие колонны каркаса здания выполнены монолитные железобетонные столбчатые ростверки. Под самонесущие стены выполнены ленточные фундаменты. Несущие колонны каркаса выполнены железобетонные сечением 300 х 700 мм, 300 х 500 мм, 300 х 400 мм, 560 х 560 мм. Колонны 1 - 3-го этажей армированы стержнями диаметром 25 - 32 мм А400С, поперечная арматура выполнена в виде хомутов из стержней диаметром 10 мм А240С с шагом 300 мм. Диафрагмы выполнены железобетонные толщиной 300мм, армированы 2-мя сетками из стержней диаметром 12 мм А400С с ячейкой 200 х 200 мм. Наружное стеновое заполнение выполнено из кладки керамического кирпича (120 + 250 мм) на цементно-песчаном растворе с заполнением из облегченных полимерных блоков (140 мм). Внутреннее стеновое заполнение выполнено из полимерных блоков и кладки керамического кирпича (250 мм) на цементно-песчаном растворе. Перекрытия выполнены в виде монолитной железобетонной плиты толщиной 220 мм без капителей с обвязкой стальными балками по наружному контуру (прокатные швеллеры № 22). Армирование плит выполнено плоскими сетками в верхней и в нижней зонах сечения (для восприятия пролетных и опорных моментов) из стержней диаметром 16, 20, 25 мм А400С.
В качестве инструмента решения задачи анализа прогрессирующего обрушения примем расчетные комплексы [16; 17], при помощи которых создадим расчетную модель и будем исключать опоры (связи) по очереди или использовать процессор «монтаж».
Применялась следующая методика расчетов: расчет по обычной схеме, поиск наиболее нагруженной опоры (колонны, диафрагмы), удаление ее - и так, пока не удалим все колонны поочередно (см. схемы на рис.1).
Задача защиты от прогрессирующего обрушения строительных конструкций осложняется тем, что при нормальной работе всего каркаса и при работе каркаса с учетом убираемой колонны меняются эпюры внутренних усилий. При наличии колонны в конструкциях перекрытия растянутая зона расположена вблизи колонны вверху, при отсутствии колонны - внизу. Кроме того, возникает конструктивная сложность - в типовых стыках конструкций перекрытий с колоннами нет места для размещения дополнительных связей или арматуры, включающихся при перемене знака эпюры. Поэтому необходимо увеличивать высоту сечения конструкций перекрытия.
Рис. 1. Фрагменты схемы нижних трех этажей рамы монолитного железобетонного каркаса при моделировании обрушения - эпюры изгибающих моментов и деформированные схемы
По результатам расчетов конструкций рассматриваемого монолитного железобетонного каркаса, условия прочности и устойчивости при прогрессирующем обрушении не обеспечены. По предварительным оценкам оказалось, что для обеспечения требований безопасности при обрушении характеристики конструктивных материалов (расчетное сопротивление, геометрические характеристики сечений, армирование) необходимо увеличить на 30-50 %. Хотя при удалении колонны из работы каркаса пролет конструкций перекрытия увеличивается в 2 раза или схема становится консольной. Относительно незначительное усиление объясняется тем, что расчёт выполняется на эксплуатационные расчетные нагрузки, а материалы принимаются с нормативными значениями сопротивлений. При этом прогибы и раскрытие трещин не рассчитываются и могут превышать обычные допустимые.
Усложним рассматриваемую задачу. Нагрузка на типовые перекрытия составляет 2 кН/м2, а на одном этаже установлено технологическое оборудование с условной распределенной нагрузкой 20 кН/м2. Если убрать колонну первого этажа, то типовые перекрытия провиснут как мембраны, а перекрытие наиболее нагруженного этажа обрушится и технологическое оборудование может проломить нижележащие перекрытия. Возникает вопрос: с каким коэффициентом динамичности учитывать упавшие конструкции при расчете нижележащего перекрытия? Например, при учете высоты падения и массы падающих конструкций можно получить, что толщину плиты перекрытия нужно увеличить до 0.5 м или понадобится амортизационная подушка (песок, демпферы и т. п.), без которой прочность и устойчивость не будут обеспечены.
Рассмотрим другой пример - производственное здание со стальным каркасом. Сложность расчетов на прогрессирующее обрушение заключается в том, что, в отличие от монолитного железобетона, типовые конструкции в стальном каркасе выполняются практически только с шарнирными узлами сопряжения элементов и при демонтаже опоры (связи) система становится геометрически изменяемой.
Рассмотрим двух пролетный пространственный стальной каркас одноэтажного промздания. При исключении из каркаса колонны сразу же падает ферма покрытия (см. рис. 2).
Рис. 2. Фрагменты деформированной схемы и вид на покрытие одноэтажного стального каркаса до и после демонтажа крайней колонны при моделировании обрушения
Заметим, что при обрушении фермы на смежные конструкции передаются дополнительные горизонтальные усилия. Вычислительные комплексы [16; 17] позволяют учесть статическую составляющую дополнительных усилий. Возникает вопрос: как определить динамическую составляющую этих усилий?
Стандартные узлы металлоконструкций не рассчитаны на дополнительные горизонтальные усилия, возникающие при обрушении. Поэтому для защиты стальных конструкций каркаса от прогрессирующего обрушения необходимо менять конструктивную схему.
Для того, чтобы разрушение одной колонны (стропильной фермы покрытия) не повлекло за собой обрушение соседних конструкций [2-7], все фермы нужно делать блоками по 2 штуки с полным комплектом связей, в т. ч. связи по колоннам, опирание ферм нужно выполнять на неразрезные подстропильные фермы на всю длину здания, нужно запрещать разрезные (сборные) конструкции перекрытия (покрытия) и конструкции со свободным опиранием.
Для большепролетных конструкций покрытия, например структурных, задача защиты стальных конструкций каркаса от прогрессирующего обрушения еще усложняется, так как зона обрушения может включать секцию температурного блока (см. рис.3).
Выделим основные направления защиты конструкций зданий и сооружений от прогрессирующего обрушения: общее усиление несущих конструкций здания, местное усиление конструктивных элементов и разработка специальных узлов-связей.
Рис. 3. Схемы производственного здания со стальным каркасом и структурным покрытием при моделировании обрушения (зоны обрушения перечеркнуты)
Конструктивные решения по общему усилению конструктивной системы [10; 11] удобно заложить при проектировании, но это приведет к существенному увеличению материалоемкости и стоимости.
Решения по местному усилению конструктивных элементов также известны в практике проектирования, но трудно спрогнозировать, какие конкретно элементы нужно усилить при возможных непроектных воздействиях.
При анализе первого и второго направлений по предупреждению прогрессирующего разрушения остается вопрос: до какой степени нужно усиливать конструкции из-за неопределенности динамической составляющей?
Разработка специальных узлов-связей [9; 13] позволит обеспечить максимальное пространственное взаимодействие всех конструктивных элементов; повысить неразрезность конструктивной системы здания посредством совершенствования стыков и связей между конструктивными элементами. При этом материалоемкость и стоимость будут существенно ниже, чем при общем усилении.
В данном направлении по предупреждению прогрессирующего разрушения необходимо рассматривать задачу с учетом физической нелинейности, необходимо учитывать мгновенность изменения расчетной схемы таким образом, чтобы динамическое воздействие, моделирующее удар (импульс), определялось в расчетной схеме автоматически. Например, для корректного моделирования необходимо, чтобы программа обрабатывала автоматически ситуации частичного обрушения - когда падает часть конструкций и при этом продолжается передача усилий дальше от центра разрушения. Поэтому существующие сегодня версии расчетных комплексов [16; 17] мало применимы.;
Под руководством проф. В. В. Кулябко разработан комплекс численного моделирования задач динамики во временной области, графического анализа и оценки степени нелинейности узлов с сухим трением, упруго нелинейных свойств специальных узлов и устройств, необходимый при компьютерном решении задач оценки аварийных режимов работы при разрыве связей, динамики составных сооружений [14; 15].
Такой подход позволяет учитывать или задавать сложные виды сухого трения, обеспечивать скольжение или разрыв связей в узлах и соединениях конструкций, анализировать неединственность решения для систем с односторонними связями.
Применительно к исходным данным 1-го примера данной статьи рассмотрим направления по предупреждению прогрессирующего разрушения, основанные на снижении динамической составляющей устройства дополнительных внутренних связей-демпферов и гасителей колебаний или устройства специальных фрикционно-полужестких узлов соединения конструктивных элементов (см. схему на рис. 4).
Рис. 4. Фрагмент схемы 1-го этажа исследуемой рамы: номера элементов и номера узлов (подчеркнуты), условно показаны дополнительные диагональные связи-демпферы, фрикционно-полужесткие узлы и гасители колебаний
Сопоставительный анализ будем вести по следующим схемам. Схема А-1: разрываем связь в узле 5 между элементами 1 и 13.
Схема А-2: разрываем связь в узле 5 между элементами 1 и 13; в узлы модели 5-8 вводим условные демпфирующие фрикционно-полужесткие устройства, которые при статической работе конструкций работают как жесткие, а при больших угловых деформациях могут не являться жесткими соединениями в какие-то моменты времени. Это обусловлено проявлениями нелинейных эффектов, характерных для систем с сухим трением [13].
Схема А-3: разрываем связь в узле 5 между элементами 1 и 13; между узлами модели 1-6, 2-7, 3-8 вводим диагональные связи с условными демпферами позиционного сухого трения, которые при статической работе конструкций работают как обычные связи, а при больших линейных деформациях могут не являться жесткими соединениями в какие-то моменты времени.
Схема А-4: разрываем связь в узле 5 между элементами 1 и 13; к узлам модели 5-8 присоединяем динамические гасители колебаний, настроенные на частоту низшего тона колебаний системы без элемента 1.
Схема Б-1: разрываем связи в узле 6 между элементами 13,14 и 4.
Схема Б-2: разрываем связи в узле 6 между элементами 13,14 и 4; в узлы модели 5-8 вводим условные демпфирующие фрикционно-полужесткие устройства, которые при статической работе конструкций работают как жесткие, а при больших угловых деформациях могут не являться жесткими соединениями в какие-то моменты времени. Это обусловлено проявлениями нелинейных эффектов, характерных для систем с сухим трением.
Схема Б-3: разрываем связи в узле 6 между элементами 13,14 и 4; между узлами модели 16, 2-7, 3-8 вводим диагональные связи с условными демпферами позиционного сухого трения, которые при статической работе конструкций работают как обычные связи, а при больших линейных деформациях могут не являться жесткими соединениями в какие-то моменты времени.
Схема Б-4: разрываем связи в узле 6 между элементами 13,14 и 4; к узлам модели 5-8 присоединяем динамические гасители колебаний, настроенные на частоту низшего тона колебаний системы без элемента 4.
Для разрыва связей в модель задавалось импульсное возмущение «в единица минус косинусной форме». Значения характеристик воздействия принимались существенно выше статических усилий без привязки к характеристикам взрыва. Поэтому далее выполним сопоставительный анализ эффективности мероприятий снижения динамической реакции по схемам А и Б (см. рис. 5).
20 15 10 5 0
14 12 10 8 6 4 2 0
А-1
А-1
А-2
А-2
А-3
А-4
А-3
А-4
4.5 4 3.5 3 2.5 2 1.5 1
0.5 0
100 80 60 40 20 0
4.5 4 3.5 3 2.5 2 1.5 1
0.5 0
3.5 3 2.5 2 1.5 1
0.5 0
Б-1
Б-1
Б-1
Б-1
Б-2
Б-3
Б-2 Б-3
Б-2 Б-3
Б-2 Б-3
Б-4
Б-4
Б-4
Б-4
-•-максимальные виброускорения вертикальные -■-максимальные виброускорения горизонтальные
Рис. 5. Сопоставительная оценка виброускорений узлов схемы на рисунке 4 при аварийных разрушениях по схемам А-1 - А-4 и Б-1 - Б-4
Таким образом, динамическая реакция может быть снижена на порядок. Предлагаемые модели позволяют конструктору не принимать малообоснованного решения о величине динамической составляющей нагрузки при внезапном обрушении, а задавать лишь схему фактической работы узла. При этом автоматически выполняется распределение усилий и деформаций в элементах конструктивной системы после мгновенного обрыва связей. Предлагаемая методика расчета
позволяет оценивать эффективность связей-демпферов и гасителей колебаний, получать эпюры динамических коэффициентов при непроектных воздействиях.
Выводы. В рекомендациях [2-7] нет точных указаний по определению: наиболее нагруженной опоры (связи) для последующего удаления, динамических и нелинейных эффектов при обрушении. В статье на примерах выполнен анализ проблем, приводящих к неопределенности результатов расчета на прогрессирующее обрушение зданий и сооружений. Приведена классификация методов конструктивной защиты от прогрессирующего обрушения. Показано, что эффективность конструктивной защиты зависит от развития в элементах конструкций и их связях пластических деформаций, использования конструктивных элементов и стыковых соединений, способствующих естественному увеличению зоны неупругих деформаций элементов и общих диссипативных свойств конструктивной системы.
ИСПОЛЬЗОВАННАЯ ЛИТЕРАТУРА
1. Пособие по проектированию жилых зданий к СНиП 2.08.01-85 «Конструкции жилых зданий». - М. : Стройиздат, 1989. - Вып. 3. Конструкции жилых зданий. Часть 1. «Общие положения, конструктивные системы, принципы расчета несущих конструкций, фундаменты, стены и перегородки». Часть 2. «Перекрытия, крыши, объемные блоки, приложения». - 253 с. - (перечень действующих документов Минстроя Украины, 2006).
2. Рекомендации по защите высотных зданий от прогрессирующего обрушения. - М. : Правительство Москвы Москомархитектура, 2006. - 33 с. - (База нормативной документации Москомархитектура: www.complexdoc.ru).
3. Рекомендации по защите монолитных жилых зданий от прогрессирующего обрушения. -М. : Правительство Москвы Москомархитектура, 2005. - 20 с. - (База нормативной документации Москомархитектура: www.complexdoc.ru).
4. Рекомендации по защите жилых каркасных зданий при чрезвычайных ситуациях. - М. : Правительство Москвы Москомархитектура, 2002. - 19 с. - (База нормативной документации Москомархитектура: www.complexdoc.ru).
5. Рекомендации по защите жилых зданий с несущими кирпичными стенами при чрезвычайных ситуациях. - М. : Правительство Москвы Москомархитектура, 2002. - 14 с. - (База нормативной документации Москомархитектура: www.complexdoc.ru).
6. Рекомендации по защите жилых зданий стеновых конструктивных систем при чрезвычайных ситуациях. Комплекс архитектуры, строительства, реконструкции и развития города. - М. : Правительство Москвы Москомархитектура, 2000. - 30 с. - (База нормативной документации Москомархитектура: www.complexdoc.ru).
7. Рекомендации по предотвращению прогрессирующих обрушений крупнопанельных зданий. - М.: Правительство Москвы Москомархитектура, 1999. - 34 с. - (База нормативной документации Москомархитектура: www.complexdoc.ru).
8. Динамический расчет сооружений на специальные воздействия. / [Барштейн М. Ф., Бородачев Н. М., Блюмина М. Я. и др.] : под. ред. Б. Г. Коренева, И. М. Рабиновича. - М. : Стройиздат, 1981. - 215 с.
9. Пособие к СНиП II-7-81*. Рекомендации по проектированию зданий с сейсмоизолирующим скользящим поясом и динамическими гасителями колебаний. - ЦНИИСК, НИИОСП. - М. : ЦНИИСК, 1984. - 55 с. - (перечень действующих документов Минстроя Украины 2006).
10. Николаенко H. A. Динамика и сейсмостойкость сооружений / Николаенко H. A., Назаров Ю. П. - М. : Стройиздат, 1987. - 222 с.
11. Поляков B.C. Современные методы сейсмозащиты зданий / Поляков B.C., Килимник Л.Ш., Черкашин A.B. - М. : Стройиздат, 1989. - 319 с.
12. Вибрации в технике: Справочник: в 6 т. Т.6. «Защита от вибрации и удара» / [Асташев В. К., Бабицкий В. И., Быховский И. И. и др.] : под. Ред. К. В. Фролова. - М. : Машиностроение, 1995. -456 с.
13. Кулябко В. В. Резервы конструкторских приемов и методик расчетов нелинейного гашения колебаний зданий, сооружений и их элементов / Пространственные конструкции зданий и сооружений (Исследования, расчет, проектирование и применение): Сб. статей. Вып.10. - МОО ПК, РААСН, НИИЖБ, ЦНИИСК, ЦНИИПСК. - М. : 2006. - С. 157-167.
14. Кулябко В. В. Методы динамического формообразования (МДФ) мостов, конструирования (МДК) их нелинейных демпфирующих элементов и диагностики (МДД) технического состояния. "Автомобшьш дороги i дорожне будiвництво", випуск 73 - "Сучасш проблеми проектування будiвництва та експлуатацп споруд на шляхах сполучення". К. : МОНУ, НТУ. 2006. - С. 195-199.
15. Kulyabko V., Davydov I. Laboratory of Dynamics and Diagnostics of Construction : "Archive of Civil Engineering" - Polish Academy of Sciences, Institute of Fundamental Technological Research. Vol. 49, № 3 / 2003, Warsaw, - Р. 245-320.
16. ЛИРА 9.4. Примеры расчета и проектирования. Учебное пособие / [Боговис В. Е., Гензерский Ю. В., Гераймович Ю. Д. и др.] : под редакцией Городецкого А.С. - К. : Изд-во "Факт", 2008. - 280 с.
17. SCAD Office. Вычислительный комплекс SCAD / [Карпиловский В. С., Криксунов Э. З., Маляренко А. А. и др.] - М. : Изд-во СКАД СОФТ, 2007. - 609 с.
УДК 624.014
ИЗМЕНЕНИЕ СВОЙСТВ СТАЛИ В ЗОНЕ СОПРЯЖЕНИЯ КОРПУСА И ДНИЩА
РЕЗЕРВУАРА
Ю. В.Кузенко, к. т. н., доц., А. Ю. Кузенко, инж.
Ключевые слова: пластическая деформация, резервуар, краевой эффект.
Постановка проблемы. В работе исследуется уменьшение пластических свойств стали в зоне нижнего узла резервуара, вызванное двухосным растяжением и большим градиентом изгибных напряжений вдоль образующей. Зная это уменьшение, можно точнее определить коэффициент условий работы для оценки пластичности в формуле для проверки приведенных напряжений.
Анализ исследований и публикаций. В работе [4] исследуется изменение пластичности для тонкой пластинки, загруженной двухосным растяжением. Показано, что изменение существенно влияет на величину предельной деформации и предложен метод численного решения этой задачи. Основные допущения этого метода следующие:
1) Нагружение статическое и простое.
2) Сложное напряженное состояние и условия текучести определены с помощью энергетической теории Мизеса-Генки [5].
3) Зависимость между интенсивностью напряжений и интенсивностью деформаций в пластической стадии деформирования аппроксимируется степенной функцией:
G = As^, (1)
где А и n - коэффициенты, зависящие от диаграммы растяжения стали.
Интенсивность пластических деформаций имеет вид:
S1P=^J[(S1P-S2P)2 +(s„ ~S3P)2 + (S2P -SзP)2], (2)
где Eip, е2р, £3р - компоненты пластической деформации вдоль соответствующих главных напряжений о1 ,о2 ,о3.
В работе [5] указано, каким образом, имея результаты испытаний на простое растяжение, определить функцию
О 1р = f (е1р). (3)
Там же доказано, что величина разрушающего напряжения не зависит от вида напряженного состояния и всегда равна истинному напряжению разрушения при одноосном растяжении.
Изложение основного материала. В работе [4] выводится формула для определения этого разрушающего напряжения при использовании функции (1):
( 2 ^n — = A\--I (1 - m - m2) 2 s^, (4)
^ 2 - m )
где m = —L причем o1 > о2;
G2 '
en - пластическая деформация, соответствующая разрушающему напряжению. Нами определены параметры A и n для следующих видов резервуарных сталей: Вст3сп5, 09Г2, 09Г2С, 10ХСНД и 16Г2АФ.
Механические характеристики сталей взяты из работы [1]. Использован метод выравнивания [3]. Получены следующие функции для указанных выше сталей:
T7S 0,115 0,090 -,-7А 0,071 лп 0,058 SAA 0,066
о =275e ; О = 335e ; О = 370e ; О = 439e ; О = 500e .
