CC BY
38
4
Математические методы. Моделирование. Экспериментальные исследования
х ln
2А.т(
тбс + тоб
]+1
. (22)
Ч тобсУ^Р ) (тбс + тоб )с
Преобразуем уравнение, умножив обе части на -aF6:
aF6 (Тоб - T0 ) _
1-
AU + а/б ((ов -T0)
_ е
-aF6 yh ртбс
2^(тбс + тоб)
2Хт[
тбс + тоб
)+1
- е
aF6 т тбс+тоб)с (23)
тобСУ^Р
Таким образом окончательная зависимость имеет следущий вид
Тоб _
-aF6yh ртбс
1 - е
2Х(тбс +тоб
1+
2Цибс + тоб) тобсУ^Р
а/бт
+ еу
(тбс +тоб )
х(Аи + а^б (Тпов - То ))) + Т0. (24)
Для подтверждения аналитического метода определения средних рабочих поверхностей обода барабана по формуле (24) были проведены экспериментальные испытания, при которых
производились единичные торможения: на участке 1,0 км автотранспортное средство двигалось со скоростью 60 км/ч, и производилось его притормаживание до скорости 30 км/ч с замедлением 3,0 м/с2. Для оценки температур применялись хромель-капелевые термопары с диаметром проволоки 0,4 мм. В качестве автотранспортного средства подкатегории М2, был выбран реальный грузовой автомобиль марки МАЗ 551605—371.
Проведенные дорожные испытания серийного тормозного механизма автотранспортного средства МАЗ 551605—371 показали, что после окончания процесса торможения на поверхностях пары трения тормозного механизма сохраняется квазистабильное тепловое состояние (рис. 2).
Это состояние, получившее наименование термостабилизационного, негативно отражается на фрикционных свойствах пар трения (возникают термические напряжения в металлическом фрикционном элементе, деструктивные процессы в неметаллическом фрикционном элементе).
Сравнив экспериментальные данные и значения по расчетной зависимости (24), можно сделать вывод о том, что полученная формула в действительности может быть применима для определения аналитическим методом средних температур рабочих поверхностей обода барабана.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Петрик, А.А. Барабанно-колодочные тормозные устройства. Том 1 [Текст] / А.А. Петрик, А.И. Вольченко, Н.А. Вольченко, Д.А. Вольченко.— Краснодар: Изд-во Кубанск. государств. технолог. ун-та, 2006.— 263 с.
2. Вахламов, В.К. Конструкция, расчет и эксплуатационные свойства автомобилей [Текст]: Учебное пособие для студентов вузов / В.К. Вахламов.— М.:
Академпресс, 2009.— 560 с.
3. Кудинов, А.А. Тепломассообмен [Текст]: Учебное пособие / А.А. Кудинов.— М.: Инфа-М, 2012.— 375 с.
4. Лыков, А.В. Теория теплопроводности [Текст] / А.В. Лыков.— М.: Высш. школа, 1967.— 599 с.
5. Ерохин, В.Г. Основы термодинамики и теплотехники [Текст] / В.Г. Ерохин.— М.: Либроком, 2009.— 552 с.
УДК 629.12.011.1.001.24:539.43
Р.В. Гучинский, С.В.Петинов
РАЗРАБОТКА УЗЛА КОНСТРУКЦИИ СУДНА С УЧЕТОМ УСЛОВИЯ УСТАЛОСТНОЙ ДОЛГОВЕЧНОСТИ
Общие положения
Деление длинных надстроек и рубок на отдельные блоки (с целью уменьшения их участия в изгибной деформации корпуса и снижения веса
надстроек и рубок) применяется в судостроении более ста лет. Разрезы и скользящие или расширительные соединения этих блоков — неотъемлемая часть конструкции надстроек и рубок.
Рис. 1. Корпус и надстройка в районе разреза надстройки и расширительного соединения. Показаны варианты формы нижней части выреза
Между тем давно известно, что разрезы вносят высокие местные напряжения в области их окончания и оказываются фактором ненадежности конструкции [9, 10]. Высказывалось предположение, что в катастрофе «Титаника» заметную роль сыграло разрушение, развившееся от расширительного соединения рубки [2].
Несмотря на столь долгую историю и усилия инженеров-проектировщиков и исследователей, убедительного решения проблемы надежности конструкции расширительных (скользящих) соединений у их окончания возле палубы корпуса не найдено. К этой конструкции предъявляются противоречивые требования: надо одновременно обеспечить податливость и непроницаемость соединения, добиться радикального уменьшения повышенных напряжений у окончания разреза. Подобная проблема возникла недавно при проектировании судна с длинной надстройкой, которая (согласно сложившейся практике и требованиям к уменьшению веса конструкции) должна разделяться на сравнительно короткие участки. Прочность этих участков должна обеспечиваться преимущественно при действии местных поперечных и инерционных нагрузок [9, 10].
Принятые в проекте судна конструкция скользящего (расширительного) соединения
стенок надстройки, размеры и конфигурация компонентов вызвали сомнения в отношении прочности при переменном нагружении, усталости. Существенно для надежности конструкции то, что стенки надстройки продолжают обшивку борта (рис. 1), в силу чего при возникновении трещины у окончания выреза возможно ее распространение в основные связи корпуса. Эти сомнения, высокие требования к надежности конструкции соединения, специфика расчетных оценок усталости конструкций послужили основанием для выполнения нашей работы.
Подходящей для анализа сопротивления переменному нагружению может быть техника расчетов усталости, принятая норвежским Бюро Веритас [3]. Во внимание приняты также рекомендации Бюро по расчетам усталости конструкций морских сооружений [4].
Методологии анализа усталости сварных конструкций в документах Бюро DNV, как и в материалах МАКО*, Международного института сварки (IIW) [5] и др., построены на одних принципах. Правила [3] предусматривают две возможности расчетов усталости судовых конструкций: 1) упрощенный анализ усталости; 2) расчет, основанный
* Международная Ассоциация Классификационных обществ (IACS)
на возможно полном представлении о нагрузках, динамических реакциях конструкции и оценке напряженности на протяжении всего эксплуатационного периода. В первом случае упрощение относится к определению волновых нагрузок: эти нагрузки, изгибающие моменты, перерезывающие силы, гидродинамические давления и инерционные усилия рассчитываются по формулам, рекомендованным правилами. Эти формулы характеризуют компоненты внешних воздействий определенной вероятностной мерой (обеспеченностью), что позволяет рассчитать «долговременное распределение» вероятности номинальных напряжений, соответствующих учитываемым видам деформации корпуса.
В более полном расчете внешние воздействия, параметры долговременного распределения напряжений рассчитываются в формате спектрального метода статистической динамики. Для этого необходимы применение специализированных программ динамической калибровки корпуса и подробная информация о «волновом климате» в районах плавания корабля и времени нахождения в конкретных волновых условиях. Несмотря на достоинства более совершенного научного подхода к расчету внешних сил, вследствие ряда естественных неопределенностей при использовании этого подхода (приближенность модели определения внешних сил, неопределенность условий плавания, климатических условий) сравнительно простая схема сохраняет практическую ценность, обеспечивает приемлемую достоверность оценок ресурса.
В обеих версиях расчета напряженность конструкции и узлов корпуса определяется с помощью метода конечных элементов. К технике моделирования (представление конструкции в виде эквивалентной конечно-элементной модели) и точности расчета напряжений предъявляются одинаковые требования. Точно так же в обеих версиях используются одни и те же данные о сопротивлении материала при усталости (расчетные S-N кривые).
В связи с ограниченной информацией о районах плавания, интенсивности использования, изменениях климатических условий на протяжении жизненного цикла судна, отсутствующими данными о динамических характеристиках принята схема упрощенного анализа усталости.
Расчеты ресурса конструкции стенки надстройки
Порядок расчета усталости конструкций следующий. Рассчитываются номинальные напряжения в корпусе судна в месте расположения анализируемого узла при общем изгибе — в верхней палубе, если узел расположен вне области интенсивных гидродинамических нагрузок, давлений. Трехмерный характер волнения требует учитывать помимо напряжений от изгиба в вертикальной плоскости, также и напряжения при изгибе в горизонтальной плоскости [3, 6, 7]. Соответствующие изгибающие моменты (по Правилам МАКО и DNV) определяются следующими зависимостями:
размахом изгибающего момента при изгибе в вертикальной плоскости, изменением момента от положения на вершине волны до положения на подошве волны [3, 6]
AMv = 0,30kvBL2Cw(Cb + 0,257), кНм, (1)
где kv — эмпирический коэффициент, учитывающий влияние скорости хода в условиях расчетного волнения; Cw = 10,75 - (3 - 0,01L)1,5 — эффективная высота волны, которая характеризуются обеспеченностью Q = 10-8; Cb — коэффициент общей полноты;
изгибающим моментом (амплитудой) в горизонтальной плоскости для средней части длины корпуса судна («миделя»)
Mh = 0,44 L2,25(d + 0,30B)Cb, кНм, (2)
где d — осадка.
Номинальные напряжения, размахи, отвечающие этим моментам следующие: напряжение при изгибе в вертикальной плоскости — Sv = AMv / Wmin, где Wmin — момент сопротивления верхней палубы (без надстройки), напряжения изгиба в горизонтальной плоскости Sh = 2Mh / Wh, где Wh — момент сопротивления корпуса при изгибе в горизонтальной плоскости. Поскольку оба вида деформации корпуса отличаются случайными значениями фазы, рассчитывается эквивалентное номинальное напряжение (для соединения борта и палубы) по формуле
= Sv(1 + (Sh / Sv)2 + 2pvh(Sh / Sv))1/2, (3)
в которой pvh = 0,1 — среднее значение коэффициента корреляции деформаций изгиба в вертикальной и горизонтальной плоскостях [3, 6].
Долговременное распределение напряжений (оцениваемое для всего эксплуатационного периода) описывается двухпараметрической аппроксимацией («законом») Вейбулла [3, 6]:
Q(S > S1) = expHV as)k), (4)
где as, k — соответственно параметры масштаба и формы распределения.
Расчет напряженности корпуса или «представительного» блока, включая анализируемые детали, выполняется с помощью метода конечных элементов (МКЭ). Для моделирования поля напряжений у деталей применяется соответственно мелкая сетка конечных элементов, позволяющая находить местные напряжения, необходимые для оценок ресурса (рис .2).
Расчетные кривые усталости согласно Правилам [3] характеризуют сопротивление «нормальных» сталей (умеренной прочности) и сталей повышенной прочности («high strength», буквально — высокопрочных сталей). Обычно такое объединение распространяется преимущественно на сварные соединения. Расчетные кривые аппроксимированы в обычной форме степенной зависимости
lgN = lgC-mlgS , (5)
описывающей два участка кривой: один — в диапазоне 4 < lg N < 7 , а второй — в диапазоне lg N > 7 ; последний характеризует падение сопротивления ниже предела усталости вследствие нерегулярного характера эксплуатационного нагружения. Параметры аппроксимации приведены в табл. 1 для «основного» металла и металла сварного соединения.
В правилах указывается, что если сварное соединение параллельно «потоку» напряжений, то напряжения, рассчитанные для узла, могут быть уменьшены в зависимости от качества выполнения сварного соединения. Так, для соединений фланца и стенки, выполненных ручной или автоматической сваркой с полным проплавлением, редукционный коэффициент может быть равным 0,9. При необходимости можно добиться повышения сопротивления соединений путем их механической обработки, в основном в области weld toe, сплавления, места перехода от основного к наплавленному металлу. Правда, эта возможность не имеет убедительного обоснования, когда рассматриваются соединения, ориентированные вдоль «потока» напряжений.
Рис. 2. КЭ-модель участка надстройки у разреза скользящего соединения. Стрелка показывает «критическую» область
Таблица 1
Параметры расчетных S-N кривых* [3]
S-Nкривая Материал N1:, 107 N > 107
1§С т 1§ С т
I Сварное соединение 12,164 3,0 15,606 5,0
III Основной металл 15,117 4,0 17,146 5,0
IV Основной металл** 12,436 3,0 - -
*Воздушная среда, катодная защита от коррозии
** В коррозионной среде; параметры отнесены ко всему диапазону N
Правило суммирования повреждений при нерегулярном нагружении (действие волновых нагрузок и возможные комбинации с нагрузками на тихой воде) дается в форме обычного суммирования повреждений от циклических фрагментов:
D = Х щ / N = C-1 X щ )т <п,
(6)
где С, т — параметры аппроксимации кривой усталости; п — относительное время нахождения судна в море.
Для этого долговременное распределение напряжений (двухпараметрическая аппроксимация Вейбулла) > = ехр(-& / )к )представля-ется в виде композиции циклических фрагментов с числом щ циклов наработок (по В.В. Болотину, [1]) при размахе напряжений .
С помощью программы метода конечных элементов для выбранного узла рассчитываются коэффициенты концентрации напряжений: КV —
при изгибе в вертикальной плоскости, К^ — при изгибе в горизонтальной плоскости. После этого рассчитываются местные напряжения для места ожидаемого развития процесса повреждения, &)|тах и &таХ , а затем в зависимости от расположения узла — статистически эквивалентное максимальное напряжение с учетом (3):
пшах пшах
'eq
_ пшахл / пшах / ошах\2 = (1 + & / ) +
I / сшах / ошах\\1/2
+ 2Рук & / )) .
(7)
Результаты расчета максимальных напряжений для вариантов формы выреза в стенке надстройки приведены в табл. 2.
Параметр масштаба распределения Вейбулла статистически эквивалентного максимального
1/к
напряжения — = &ешах /(-1nQ)/ , а входящий
шах а8 - Seq
в это выражение параметр формы распределения — к = 2,21 - 0,54Ь = 1,081; Ь — расчетная длина корабля [3].
Таблица 2
Максимальные нормальные напряжения (размахи) в стенке надстройки у нижней
кромки выреза, МПа
Вариант геометрии узла &тах , мПа &шах , МПа &тах , МПа eq '
2 539,06 171,20 581,64
3 498,95 - 538,31
4 432,75 150,00 466,94
5 472,84 - 510,19
6 430,60 - 464,62
Параметр масштаба распределения Вейбулла для амплитуд эквивалентного номинального напряжения — ащ = /(Ъп^*)1/к = 127,3/14,246 = = 8,936 МПа. Размах максимального эквивалентного напряжения (вариант 2): & = (1 +
+ & / )2 + 0,2& / ))1/2 = 581,64 МПа.
Параметр масштаба распределения Вейбулла для размахов эквивалентного максимального на-пряжения—ащ = /(1^*)1/к = 581,64/14,246 = = 40,829 МПа; коэффициент концентрации эквивалентных напряжений — К = 581,64/254,6 = = 2,284.
Правила [3, 4, 7, 12 и др.] рекомендуют для расчетов ресурса деталей конструкции использовать линейное суммирование повреждений в «стандартной» форме: D = XЩ / Ni < п . Для
I
применения этой формы требуется долговременное распределение напряжений в анализируемом узле конструкции — Q = ехр(-(& / а,, )к) — преобразовать к блочному виду с числом «ступеней» эквивалентного циклического на-гружения не менее 20 [3]. Между тем в правилах нет описания процедуры такого преобразования. Поэтому целесообразно рассмотреть возможную версию преобразования. Это важно также для расчетов подрастания трещин усталости, которые предполагаются при оценках остаточного ресурса, времени безопасной эксплуатации конструкций с обнаруженными трещинами.
Определим параметры распределения эквивалентных местных напряжений для варианта 2 (рис. 1) конструкции. Параметр формы распределения — к = 1,081. Найдем параметр масштаба. Максимальное местное напряжение в основании выреза в этом варианте — &Щах = = 581 МПа; тогда ащ = Лсщ/(1г^*)1/к = = 581,64/14,246 = 40,829 * 40,83 МПа.
Для определения пределов ступеней напряжений в блочной форме найдем размах напряжения, отвечающий «излому» кривой усталости:
= (С1/N0)1/ml. С1 = 1,309-1015; т1 = 4; N0 = 107. И тогда = (С1/Щ)1/т = 100(1,309)1/4 * * 107 МПа.
Примем, отступая от рекомендации [3], что число ступеней напряжения в блоке равно 7. Эти ступени: 28-107, 107-186, 186-265, 265-344, 344-423, 423-502 и 502-581 МПа.
Рассчитаем относительное эквивалентное число циклов нагружения (вероятность) для каждой ступени блока:
s
max
р. = п. / N* = J p(S)dS =
s
^min
s
max
= 4 J Sk-1exp(-(S / as )k )dS , (8)
йр о S Smin
где Smin и Smax — напряжения нижней и верх* п
ней границ ступеней блока; N = 4,7-107 циклов.
Для каждой ступени блока рассчитывается частное повреждение
s
max
di = (N* / Cak) J Sm+k-1 exp(-(S / aS)k )dS. (9)
S
min
Соответственно этим значениям повреждения рассчитывается эквивалентное напряжение для каждой ступени:
di = n / N = nsm / C;
Seq = (diC / nt )1/m.
(10)
Затем рассчитывается суммарное повреждение в «стандартной» блочной форме (6):
о=Хп /N = Схп^ = , (11)
где = ^ / &т,еч , а напряжение S0,eq выбирается в качестве измерителя масштаба из ряда найденных по формуле (10) для классов (ступеней) напряжений.
Результаты расчетов характеристик эквивалентного блока приведены в табл. 3.
По этим результатам рассчитывается в блочной форме повреждение. В начале за измеритель масштаба напряжений принимается максимальное эквивалентное напряжение — еч = = 532,1 МПа. Затем рассчитывается суммарное повреждение
О = —Срн Xр&тед = 1,468.
Для сопоставления рассчитаем накопленное повреждение по зависимости, в которой используется непрерывное распределение напряжений, с учетом двух участков кривой усталости (при &шах = 581,0 МПа, = 107 и = 28 МПа):
Таблица 3
Расчет параметров блока нагружения
Sкласс n Pi di Seq
28-107 2,140-107 0,455 0,231 68,52
107-186 2,492-106 0,053 0,680 137,5
186-265 2,480-105 5,270-10-3 0,398 214,1
265-344 2,257-104 4,802-10-4 0, 125 291,8
344-423 1,935-103 4,120-10-5 0,028 371,0
423-502 158 3,370-10-6 0,0049 448,9
502-581 12 2,650-10-7 0,000735 532,1
D = (N k / ak)
c-i j Sm +k-1exp(-(S / as )k
dS-
S0
+ C2-1 j Sm +k-1 exp(-(S / aS)k )dS) = 1,467. (12)
s
min
Как видим, замена непрерывного распределения довольно грубой, состоящей из 7 ступеней блочной схемой (11) привела к вполне точной оценке повреждения. Вместе с тем результаты расчетов показывают, что принятый вариант конструкции (радиус скругления нижней части выреза соединения) неприемлем, так как не обеспечивает требование к ресурсу конструкции.
В данной конструкции узла уменьшить местные напряжения, а следовательно, добиться увеличения долговечности можно путем изменения пропорций нижней, полуэллиптической части выреза. Увеличивая незначительно, на 8 %, длину выреза (и большую полуось эллипса) и уменьшая примерно на 30 % высоту криволинейной части (малую полуось эллипса), можно коэффициент концентрации эквивалентных напряжений Keq = 2, 28 уменьшить до значения Keq = = 1,85. В результате изменения геометрии выреза максимальное местное напряжение уменьшается в этом варианте до значения Smqax = 467 МПа, а параметр масштаба распределения напряжений становится равным aeq = Smqax /(lnN*)1/k * * 32, 80 МПа.
Для расчета ресурса (в форме оценки накопленного повреждения) воспользуемся рассмотренной выше процедурой. Число ступеней эк-
вивалентного блока также примем равным 7 с «шагом» 60 МПа в диапазоне 47—467 МПа, причем в пределах первого шага (47—107 МПа) следует использовать параметры С2 = 1,399-1017,
m2 = 5.
В пределах остальных ступеней блока (107— — 467 МПа) С = 1,309-1015, m1 = 4.
Результаты расчетов характеристик эквивалентного блока приведены в табл. 4.
По данным табл. 4 рассчитывается в блочной форме повреждение. В начале за измеритель масштаба напряжений принимается максимальное эквивалентное напряжение = 432,7 МПа. Затем рассчитывается суммарное повреждение
Ы^™ -D = Е = 0,578.
Для сопоставления рассчитаем накопленное повреждение по зависимости, в которой используется непрерывное распределение напряжений, с учетом двух участков кривой усталости (при 5тах = 467,0 МПа, = 107 и 5т1п = 47 МПа):
к л
D = (N k / ak) х
c
-1
max
j Sm1
+k-1exp(-(S / as )k
dS +
= 0,581.
+ С2-1 | +к-1 ехр(-(5 /а8)к ^) = 0,
V
^тт
Как и в предыдущем расчете, замена непрерывного распределения блочной схемой, состоящей из 7 ступеней, привела к вполне точной оценке повреждения.
Таблица 4
Расчет параметров блока нагружения
S класс ni Pi Seq
47-107 9,452-106 0,201 0, 157 74,70
107-167 1,156-106 0,025 0,251 129,8
167-227 1,267-105 2,695-10-3 0,122 188,4
227-287 1,295-104 2,756-10-4 0, 037 247,3
287-47 1,258-103 2,677-10-5 0,008576 307,4
347-407 117 2,496-10-6 0,001626 367,2
407-467 10 2,249'10-7 0,0002678 432,7
Принципиально важно, что в результате изменения геометрии нижней части выреза в стенке надстройки ресурс конструкции может быть обеспечен с запасом.
Оценка ресурса узла с помощью деформационного метода
Выше отмечено, что преобразование непрерывной функции распределения напряжений в эквивалентную по усталостному повреждению блочную схему, гистограмму, может потребоваться при оценках ресурса с помощью деформационного метода. В частности, это необходимо, когда местные упругопластические деформации в циклах нагружения рассчитываются с помощью методики, основанной на применении формулы Нейбера [8] или с помощью МКЭ. При этом использовать зависимость вида (12) затруднительно, так как принятие деформации в качестве переменной потребовало бы определять долговременное распределение локальных деформаций нелинейным преобразованием распределения номинальных напряжений.
Выполним оценки ресурса вариантов узла с помощью деформационного метода (Strain-Life). В расчете примем, что сварное соединение пластины обшивки надстройки и фланца, благодаря тщательной механической обработке и контролю, а также «потоку» внутренних усилий вдоль соединения, имеет сопротивление примерно такое, как и «основной» металл [3]. Предел усталости стали (типа 10ХСНД) соответственно принят равным a-i ~ 140 МПа.
Критерий усталости (зависимость долговечности от размаха упругопластической деформа-
ции) принят в упрощенной форме с поправками для учета эффектов микропластической деформации и нерегулярного характера нагружения [10]:
Де = СИ "а+ 25а-1К(/ЕК/. (13)
Соответственно долговечность при циклическом нагружении равна
N (Де) =
= (СЕ / СТ-1 )17а (ЕДе / - 25К, / К; )-1/а . (14)
Параметры критерия (13): С = 0,400, а = = 0,653 [10]; 5 — эмпирическая поправка к пределу усталости, отражающая роль нерегулярного нагружения; согласно [10 и др.] 5 = 0,55—0,8; в расчете принято 5 = 0,6; К( — теоретический коэффициент концентрации напряжений; К— эффективный коэффициент концентрации.
Последний можно ориентировочно оценить по эмпирической формуле Петерсона [9]: Ку = 1 + (К{ -1) / (1 + g / г), где г — радиус скруг-ления у концентратора; g — «структурный параметр», примерно отвечающий углублению начальной трещины усталости. Согласно Петер-сону, этот параметр примерно равен g = 0,38(350/ аь)1,16, где аь = 630 МПа — предел прочности стали. Поскольку в нашем примере «поток» напряжений направлен вдоль соединения, пологого скругления кромки стенки надстройки, эффективный коэффициент концентрации мало отличается от теоретического. Поэтому примем К^ = 1 + (К{ -1) /1,01.
Местные упругопластические деформации Де в каждом из эквивалентных циклических
режимов нагружения определим с помощью формулы Нейбера [8]:
ЛаЛе = (KtЛаП^ )2 / Е '
(15)
0,0005 0,0010 0,0015 0,0020 0,0025 0,0030 0,0035 0,0040 0,0045 0,0050 0,0055 0,0060 0,0065 0,0070 0,0075
105,0 210,0 315,0 415,7
485.3
535.7 585,0 631,0 668,6
702.8 730,7
756.4
778.9
797.3
816.4
х£ p. (ЕЛег- / а-1 - 25*, / Kf )1/а
Таблица 5
Оценки меры повреждения для узла конструкции (изгиба корпуса в горизонтальной плоскости)
где Ла и Ле — размахи напряжения и деформации в области концентрации напряжений при упругопластическом деформировании материк nom
ала; Лаед — номинальное напряжение в каждой из «ступеней» эквивалентной гистограммы, рассчитанное, как и в предыдущем разделе; Е — модуль упругости материала.
Для определения Ле с помощью (15) воспользуемся экспериментально определенной обобщенной циклической кривой для рассматриваемой стали [10]; фрагмент этой кривой описывают следующие данные:
Деформация, Ле Размах напряжения, МПа
Вариант Ла^Т , МПа cq D (мера повреждения)
2 581,64 1,396
3 538,31 1,011
4 466,94 (471,96) 0,300 (0,331)
5 510,19 0,651
6 464,62 0,287
По этим данным соответственно значениям размаха деформации рассчитывается произведение ДстДе , подбирается походящее значение правой части (15) и определяется искомое значение Де . Заметим, что произведения К(Дапе0°т в формуле (15), определяющие «упругие» максимальные местные напряжения, можно заменить величинами приведенными в табл. 4. Суммирование повреждений выполняется в стандартной форме с учетом критерия (14):
D = Е е / Ni = N *(СТ-1 / СЕ)1/а X
(16)
Результаты расчета для вариантов формы нижней части выреза в стенке надстройки приведены в табл. 5.
Как видим, расчет по деформационному методу дает оценки повреждения (ресурса), близ-
кие к полученным стандартным методом с помощью Б-Ы кривых, в частности для вариантов 4 и 6 геометрии детали. «Оптимистический» характер оценок деформационным методом можно объяснить, по крайней мере, двумя причинами. С одной стороны, стандартный подход с применением S-N кривых предполагает упругую деформацию материала в области концентрации напряжений, что выражается в консервативной оценке меры повреждения. С другой стороны, при расчете деформационным методом принято сравнительно высокое сопротивление стали циклическому нагружению на основании вполне резонных допущений, заимствованных в правилах [3].
Выполненные в работе оценки долговечности узла конструкции судна в районе разреза стенки надстройки у скользящего соединения позволяют обоснованно выбрать целесообразный вариант конструктивного оформления согласно требованиям к ресурсу.
Предложенная методика, позволяющая приводить долговременное распределение напряжений к блочной схеме эквивалентных последовательностей циклического нагружения (что требуют правила расчета усталости сварных конструкций, в частности судов и морских сооружений) обеспечивает высокую точность оценок ресурса. При этом оказывается возможным существенно сократить число эквивалентных циклических последовательностей по сравнению с тем, как требуют правила (см. например, [3-4]).
Вообще, замена непрерывного долговременного распределения напряжений эквивалентной
блочной формой, состоящей из последовательностей циклического нагружения, в расчетах усталости с применением в качестве критерия разрушения S-N кривых не нужна.
Такая замена может потребоваться при расчетах усталости в формате «Strain-Life», по деформационному методу, когда затруднительно характеризовать непрерывной функцией напряжений упругопластические деформации в области кон-
центрации напряжений. Такой же прием необходим в соответствии с современными правилами при оценках остаточного ресурса конструкций с обнаруженными трещинами усталости.
Авторы выражают признательность А.В. Ридиге-ру за помощь в разработке конечно-элементных расчетных моделей конструкции надстройки.
Работа выполнена при поддержке гранта РФФИ 12—08—00943а
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Болотин, В.В. Прогнозирование ресурса машин и конструкций [Текст] / В.В. Болотин.— М.: Машиностроение, 1984.
2. Deitz, D. How did the Titanic sink? [Текст] / D. Deitz.— «Mechanical Engineering».— ASME, 1998
3. DNV Fatigue Assessment ofShip Structures [Текст] / Classification Notes № 30.7. Det Norske Veritas.— Ho-vik.— Norway, 2010.
4. DNV Fatigue Assessment of Offshore Steel Structures [Текст] / Recommended Practice (RP-C203).— Det Norske Veritas.— Hovik.— Norway, 2006.
5. Hobbacher, A. Recommendations for Fatigue Design ofWelded Joints and Components [Текст] / A. Hobbacher.— Int. Institute of Welding.— IIW-Doc. XIII-2151r1-07/XV-1254r1-07.— Cambridge: Abington, 2007
6. Короткин, Я.И. Волновые нагрузки корпуса судна [Текст] / Я.И. Короткин, О.Н. Рабинович, Д.М. Ростовцев.— Л.: Судостроение, 1987.
7. Mansour, A. Assessment of Reliability of Existing Ship Structures [Текст] / A. Mansour, P. Wirsching [et al.]. — SSC-398, Ship Structure Committee.— Washington, USA, 1997
8. Neuber, H. Theory of Stress Concentration for Shear Strained Prismatic Bodies with Arbitrary NonLinear Stress-Strain Law [Текст] / H. Neuber.— Trans. ASME, Journal of Appl. Mech.— 19б1. Vol. 28.
9. Peterson, R.E. Stress Concentration Factors [Текст] / R.E. Peterson.— A Handbook. J.Wiley & Sons, Hobo-ken.— N J, USA, 1989.
10. Petinov, S.V. Fatigue Analysis of Ship Structures [Текст] / S.V. Petinov.— Backbone Publishing Co., Fair Lawn.— N J, USA, 2003.
11. Сиверс, Н.Л. Проектирование судовых надстроек [Текст] / Н.Л. Сиверс.— Л.: Судостроение, 19бб.
12. Sielski, R.A. Aluminum Marine Structure Design and Fabrication Guide [Текст] / R.A. Sielski.— USCG Project 1448.— Washington, USA, 2007.
УДК б55.523
В.И. Маслов, М.И. Седлер
ПОВЫШЕНИЕ КАЧЕСТВА УПРАВЛЕНИЯ ПРОЦЕССАМИ ПОДГОТОВКИ НАУЧНЫХ СТАТЕЙ К ПУБЛИКАЦИИ
Важным аспектом издательской деятельности — привлечение инвесторов, повышение привлекательности издательств научных журналов для авторов и рецензентов.
Для повышения качества редакционно-изда-тельского процесса создается автоматизированная система с онлайн-интерфейсом, обеспечивающая управление процессами регистрации авторов, рецензентов, взаимодействия авторов с техническим секретарем редакции и членов редколлегии с рецензентами через технического секретаря в про-
цессе рецензирования. В состав системы входит база данных, в таблицах которой хранятся сведения об авторах, рецензентах, статьях, и программные модули для автоматизации следующих процессов: регистрации и последующей авторизации на сервере издательства авторов и рецензентов;
отправки на сервер файлов, сопровождающих редакционный процесс (тексты статей, рецензии, ответы авторов рецензентам и т. д.);
просмотра авторами статусов статей в процессе их подготовки к публикации;
