Усталость сварных соединений труб большого диаметра Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

Машиностроение

УДК 621.791.05:620.17

Е.Н. Негода

НЕГОДА ЕВГЕНИЙ НИКОЛАЕВИЧ - кандидат технических наук, профессор кафедры сварочного производства Инженерной школы (Дальневосточный федеральный университет, Владивосток). Суханова ул., 8, Владивосток, 690950. E-mail: negoda60@mail.ru

Усталость сварных соединений труб большого диаметра

На основе структурно-механической модели представлен алгоритм расчета усталостных характеристик при сварке трубы большого диаметра кольцевым швом. Предложен метод определения асимметрии цикла и эквивалентных напряжений, позволяющий рассчитать параметры усталости в каждой физической точке сварной конструкции. Рассчитаны характеристики напряженно -деформированного состояния при сварке трубы для реальной технологической схемы изготовления и в процессе циклического нагружения. Получены данные о распределении усталостной по-врежденности в сварном соединении трубы.

Ключевые слова: сварка труб, напряженное состояние, параметры усталости.

В настоящее время определение долговечности сварных соединений базируется на испытании всей конструкции. Основой анализа усталости являются экспериментальные исследования сварного соединения в целом [7, 8]. Полученные на основе исследования сварного соединения результаты, к сожалению, в целом не обладают необходимой для инженерной практики общностью: результаты одного эксперимента нельзя использовать при других параметрах сварного соединения. Возникает задача расчета параметров усталости сварных конструкций в физической точке с учетом ее конструктивных особенностей и технологической наследственности. Ее решение и является целью настоящей работы.

Методика расчета

Как известно, процесс многоциклового усталостного разрушения состоит из двух этапов. На первом этапе совокупность явлений микропластического деформирования приводит к возникновению усталостной трещины. Второй этап - развитие трещины до критического состояния. Границей этапов следует считать такую минимальную длину усталостной трещины, при которой становятся справедливыми уравнения линейной механики разрушения. В широком диапазоне изменения напряжений и количества циклов кривая усталости может быть аппроксимирована модифицированным уравнением Бастейнера [7]:

= к /(N + N0 ),

где а - действующие напряжения (эквивалентные напряжения), Of - предел выносливости материала, N - количество циклов до предельного состояния, к - коэффициент. Из условия N = 0 при а = ав , где ав - условный предел прочности:

© Негода Е.Н., 2015

ав-а

N = Ч-V-1- (!)

а-а )а -а)

В соответствии с гипотезой Генри [3] кривые усталости для исходного и любого актуального состояний развития усталостного разрушения подобны. Тогда для первого и второго этапов усталостного разрушения:

а —а а —а

N = К,-V-X; N2 = к21-^-*,

(а—а/о кав — ао ) (а—аА кав —аА )

(2)

где а/о , а - пределы выносливости для исходного и поврежденного металла соответственно; N1 -предельное количество циклов для первого этапа; N2 - предельное количество циклов для второго этапа разрушения.

Для построения кривых усталости (2) требуется расчет пределов усталости материала От. По результатам работ [1, 4]:

—0,5

ОА =°1о

2

^От (! — г )2 +1 — Ц + Ц

где а& - циклический предел текучести (а& ~ 0,75 ат); I - длина трещины, ц- коэффициент Пуассона, АКиг - предельный размах порогового коэффициента интенсивности напряжений при заданной асимметрии цикла г. При расчете От = а0 длина трещины I = 10 , не влияющая на процесс усталостного повреждения, рассчитывается по формуле [1]:

10 = 0,1(*й 1ат )2 _

Для определения О/ = о в формулу подставляется длина начальной макротрещины, соответствующей окончанию первой стадии разрушения:

наа Г1—11 2 2 '

ап т ' а ■ М2

где ^мсе - критерий сопротивления микросколу деформированного материала, т - коэффициент упрочнения материала при пластическом деформировании, йстр - размер структурного элемента, от - предел текучести, а - действующие напряжения, М - коэффициент поправки на форму трещины.

В работе [4] на основе известного соотношения Генри

к2 а А

предложено рассчитывать долговечность первой стадии усталостного разрушения N1 по значению второй стадии N2. Для модифицированного уравнения Бастейнера (2) получается следующее выражение:

аЛа — а* Д<г — ал)

N = N А-ЦО—н. (3)

2 аА (а — аАо кав —аАо )

Вторая стадия - развитие усталостной трещины до критического размера - описывается по структурно-механической модели [5, 6], основой которой является закон линейного суммирования

поврежденности при движении трещины за счет последовательного разрушения структурных элементов вдоль её траектории. Количество циклов, необходимое для разрушения каждого структурного элемента, определяется по зависимости [9]:

е'

п—1

1 — -у — Е Р '

ер ]=о '

N =---т—

] г / \~\1/т

ГА< (п)п

где еР - интенсивность пластических деформаций; ер- - критическая пластическая деформация;

Е Р . - поврежденность, приобретенная на предыдущих стадиях развития трещины; Ав1Р - размах

интенсивности пластических деформаций в центре структурного элемента; т, с - коэффициенты уравнения Коффина-Мэнсона; п - номер структурного элемента; ] - номер шага продвижения трещины.

Таким образом, долговечность на стадии устойчивого развития трещины от /нач до 1кр определяется суммированием количества циклов на каждом шаге её продвижения:

N = Е-N,

О,;, МПа

450 400 350 300 250 200

.................

Кривая усталости исходного металла - N Кривая усталости повре- -жденного металла - N2

По значениям N , N2 при заданных напряжениях о можно вычислить коэффициенты к1 и к2, что позволяет рассчитать кривые ограниченной выносливости (2) для стали заданной марки. Коэффициенты к1 и к2 могут служить стандартными характеристиками заданной марки стали. На рис. 1 приведены расчетные кривые усталости стали со следующими механическими свойствами: предел текучести от = 330 МПа; условный предел прочности ов = 405 МПа; относительное сужение \= 0,7.

В результате расчета предел выносливости исходного материала с— = 194 МПа, предел выносливости поврежденного металла ю-ц = 172 МПа, к1 = 1,074-107 МПацикл; к2 = 0,941 • 107 МПацикл. Следует отметить, что при предельном количестве циклов меньше порядка 104 (о> ют) усталость металла является малоцикловой и уравнение (2) в этой области не корректно. Однако анализ многоцикловой усталости на основе полной асимптотической кривой представляется рациональным и обладает определенной общностью, необходимой для построения аналитических моделей оценки прочности сварных конструкций при циклическом нагружении.

На рис. 2, а представлено сравнение расчетной кривой усталости с экспериментальными данными Труфякова В.И. [7] при циклическом нагружении образцов из стали Ст3. Расчет проведен для исходного материала с вышеуказанными свойствами. Экспериментальные данные были аппроксимированы по уравнению (2). Сравнение аппроксимационной и расчетной кривых дано на рис. 2, б. При этом коэффициент к1 для эксперимента оказался равным

1,046-10' МПа. цикл, что

1 «1 ^ близко к расчетному (1,074-10 МПацикл). Циклическое нагружение сварных конструкций при

наличии остаточных сварочных напряжений с заданной асимметрией цикла на контуре характеризуется различной асимметрией в точках соединения. Результаты расчета кривых усталости по приведенной выше методике для ряда значений асимметрии г представлены на рис. 3, а. При этом для некоторых сталей рассчитаны зависимости коэффициентов к1 и к2 от г, которые с коэффициентом корреляции не ниже 0,99 аппроксимированы полиномом степени г:

103 104 105 106 N цикл

Рис. 1. Кривые усталости стали Ст3

с

2 3

Кг=а1+Р1р+Х1р +5гр +..

(4)

О, МПа 300

I I I I I I

I 1111111

260 220 180

• - основной металл о - зона термического влияния . — - расчет

105 2 4 6 106 2 4 Нцикл

О, МПа 300

260 220 180

1

2_ 1 - расче т

2 - аппроксимация

О га = 194 ММ 1а

б

105 2 4 6 106 2 4 ^цикл

Рис. 2. Выносливость стали Ст3 при циклическом нагружении: а - точки - экспериментальные данные [1]; б - сравнение расчетной и аппроксимационной кривых выносливости

В таблице даны значения коэффициентов полинома для указанных сталей, а на рис. 3, б соответствующие зависимости к=/(г).

а

Аппроксимация для коэффициентов к/

Марка стали Коэффициенты аппроксимации, МПа*цикл

а Ь с d е

ВСтЗсп кг 16818258 15403257 29863908 31848012 14038650

к2 11909974 17000398 22522984 9687861 -

10ХСНД к1 13750000 9070000 24170000 19700000 4720000

к2 8640000 13620000 17260000 7330000 -

09Г2С кг 9030962 10523488 15409930 7772897 -

к2 11483458 14767863 21738568 11187882 -

Рассчитанные по структурно-механической модели пределы усталости а^,, ал, коэффициенты к1 , к2, а также их зависимости от асимметрии цикла для конкретной марки стали позволяют осуществить переход от интегральных оценок параметров выносливости сварных конструкций к их определению в физической точке. Зоны, в которых предельное количество циклов минимально, являются опасными, и их анализ представляет собой существенный элемент исследовательского проектирования с целью оптимизации конструкции и технологии изготовления сварных изделий.

<~>- МПа к. МПа цикл

10" 104 1(Г 10п Ч.1ШКЛ -I -0.5 0 г

Рис. 3. а) - кривые усталости стали ВСтЗсп; б - зависимость коэффициентов к, от асимметрии цикла г для

сталей: - ВСтЗсп,------10ХСНД,-------------09Г2С

Асимметрия цикла

Асимметрия цикла г при исследовании циклической прочности материалов - одна из основных характеристик нагружения. При отсутствии самоуравновешенных напряжений асимметрия, определенная по изменению внешней нагрузки, остается постоянной во всех точках конструкции (при многоцикловой усталости, когда а < ат) и определяется по известному соотношению

г = , (5)

а

тах

где соответствующие напряжения могут быть определены в любой точке, в том числе и на контуре. Наличие остаточных сварочных напряжений приводит, во-первых, к возникновению сложного напряженного состояния, когда само понятие г на основе (5) становится неопределенным, во-вторых - к появлению поля асимметрии цикла г = г(х, у, г). В этих условиях расчет г по внешней нагрузке не отражает процессы в конкретных точках сварного соединения. В.И. Серенсеном [9] предложен расчет асимметрии цикла при сложном напряженном состоянии в следующем виде:

а — а

г = -г, (6)

агш + -гг

где —т - интенсивность средних напряжений, — - интенсивность переменных составляющих напряжений;

-гш = ^ д/(—1 —-2 )Ш +(-2 —-3 )Ш +(-1 —-3 )Ш

-гг =^ -\/(—1 —-2 )2 +(-2 —-3 )2 +(-1 —-3 )2 >

где символ т означает среднюю, а г - переменную составляющие напряжений.

В этом случае г \аг (-1.. .1), что представляется более рациональным, чем значения, например г = 10, г = ^ , возникающие по определению (5) при пульсирующих циклах сжатия. Хотя значения г > 1 выделяют процессы сжатия, когда механизм усталости материала отличается от растяжения, это отличие, по-видимому, необходимо учесть при определении эквивалентных напряжений, а не в значении асимметрии цикла. Определение г по формуле (6) не во всех случаях корректно. В работе [6] предлагается иной подход к определению асимметрии цикла при сложном напряженном состоянии, основанный на следующем. Накопление усталостного повреждения материала определяется явлением пластической деформации и связано с параметрами вектора касательного напряжения на октаэдрической площадке. Этот вектор за цикл нагружения в общем случае изменяет свое значение и направление. Если зафиксировать экстремальные за цикл параметры векторов касательного напряжения и спроецировать меньший по модулю на больший, то их отношение, по мнению автора, будет равно асимметрии цикла. Осуществим эту процедуру. Как известно, вектор касательных напряжений на октаэдрической площадке с единичной нормалью п, т = а- —п, где а- вектор действующего напряжения, ап- вектор нормального напряжения.

ап = а0 п, а0 = — (а ), ] = 1, 2, 3; п = -1 | е | е, - единичные векторы главных осей. 3 1 л/3 ^ )

Разложение вектора а по главным осям:

'=7? а е'

где а - главные напряжения; тогда

т ■ =7?(а')e' =73 S'e'

где ^ - главные компоненты девиатора напряжений.

Пусть S - некоторый вектор, отображающий девиатор напряжений в пространстве координат

^ — ¿рр • £ф ,

откуда

г ■—тз3

Коэффициент 1/л/э является значением косинусов углов между нормалью к октаэдриче-ской площадке и главными осями. Поскольку он присутствует в дальнейшем во всех выражениях и при расчете асимметрии цикла в конце сокращается, его можно опустить и вместо тп оперировать вектором S, который определяет направление сдвига в данной точке при действующей в исследуемый момент нагрузке на контуре (это есть вектор касательного напряжения на октаэдриче-ской площадке, но формулировка «вектор сдвига», по мнению автора, ближе к физике рассматриваемого процесса). Изменение внешней нагрузки при циклическом нагружении в общем случае изменяет положение главных осей, октаэдрической площадки, модуля и направления вектора сдвига S. В некоторой декартовой материальной системе отсчета (х, у, х) проекции вектора S

5к — $гПгк (кк = X У' 2'> 1 = 1 2 3Х

где Пк - направляющие косинусу главных осей в системе отсчета. Модуль S

* — М.

Обозначим через верхний индекс т текущее и предыдущее состояния материала при экстремальных значениях внешней нагрузки в процессе стабильного циклического нагружения (т = 1; 2). Теперь ^ - вектор сдвига в текущем состоянии, - в предыдущем:

S(m) =VS

2(m)

k

Угол между векторами и

e(i) с(2)

Sk ' Sk

cosp = -^.—■

S(1) • S(2)

Определим: S= min(S(m)); Smax = max(S(m)). В результате асимметрия цикла при сложном напряженном состоянии

^<min

r =--cos р ■ (7)

^<max ' v 7

По данной формуле рассчитывается асимметрия в каждой точке сварного соединения, где определен тензор напряжений при последнем и предпоследнем этапах циклического нагружения. Подстановка этих значений в формулу (4) приводит к конкретной зависимости предельного количества циклов N1 (а) (2).

Эквивалентные напряжения при сложном напряженном состоянии [5, 6]:

а2 = (b + Ъ2) + (2b2 - b )(1 - 8т)), (8)

где к,ш,п =(1, 2, 3) - индексы главных напряжений; 5„т - символ Кронекера; ь _ 2а, (1+ /) = 1 . 1 2а, (1 + /) + а2 (1 - 2/) , + ^^'

а,

ь = а2(1 - 2/ _ 1

2 2а! (1 + /) + а2 (1 - 2/) 1 +

а Ск

где а.1,а.2 - коэффициенты, учитывающие доли энергий формоизменения и изменения объема в оценке предельного состояния, / - коэффициент Пуассона, G - модуль сдвига, к - коэффициент объемного сжатия. В данной работе вместо предельного количества циклов N1 используется величина ¡/N1 =СЖ/, имеющая смысл предельной поврежденности.

Моделирование сварочного процесса

а^МПа

350

300

250

200

150

100

50

В качестве примера рассмотрена труба диаметром 1020 мм с толщиной стенки 20 мм (ГОСТ 10704-91). Механические свойства: предел текучести - 300 МПа, модуль упругости - 200000 МПа, коэффициент Пуассона - 0.27, коэффициент линейного расширения - 3*10-. Учтена температурная зависимость предела текучести (рис. 4). В соответствии с процедурой МКЭ, поскольку плоскость ХУ является плоскостью симметрии, рассматривалась половина трубы выше плоскости ХУ. Технология сварочного процесса включает выполнение прихваточного шва, состоящего из восьми прихваток, занимающих треть толщины трубы (РТМ-1С) и расположенных равномерно по периметру, как приведено на рис. 5. Длина прихваток около 60 мм. Термический цикл представляет собой мгновенный нагрев до максимальных температур и последующий сброс температуры до нуля.

Расчет максимальных температур учитывал наличие адиабатических границ около прихва-точного шва. Формирование шва производилось путем задания закреплений узлов конечно - элементной сетки по оси Ъ на длину прихватки и ее высоту. Прихватки выполнялись последовательно - сначала нагрев и охлаждение первой, затем - второй и т.д. На каждом этапе производился расчет напряженно-деформированного состояния трубы. Таким образом, последовательно формировались участки соединения стыка в месте прихваток. При восьми прихватках задача решалась 16 раз. После выполнения прихваточного шва осуществлялось моделирование сварки шва основного. Сварочный шов выполнен в три слоя, каждый из которых состоит из четырех швов, занимающих четверть периметра и сваренных в соответствии с РТМ-1С (рис. 6).

Рис. 4. Температурная зависимость предела текучести

При моделировании сварочного шва учитывалась сварка в «замок». Термический цикл также представляет нагрев до максимальных температур с последующим мгновенным охлаждением. Образование соединения моделировалось созданием закрепления узлов в направлении Z в месте выполнения данного шва. Все предшествующие закрепления накладывались на последующие, тем самым моделируя последовательное формирование шва от первой прихватки до последнего прохода.

Моделирование многоцикловой нагрузки

Исследуемый материал считался циклически стабильным, поэтому достаточным является двукратное повторение цикла нагружения с асимметрией нагрузки г=0 (приложение внутреннего давления и сброс его до нуля). Величина внутреннего давления соответствовала 0,6 предела текучести основного материала, рассчитанного по цилиндрической формуле. При предпоследнем шаге в программе запоминались параметры напряженного состояния. В последнем шаге циклической нагрузки по значениям тензора напряжений предыдущего и настоящего шагов циклического нагружения вычисляются значения поля асимметрии цикла г=/(х,у,г) (7) с последующим определением величины коэффициента к1 (4). Далее определялось предельное количество циклов N1 с пересчетом в €N1 (2) [10]. Таким образом, в рамках единого алгоритма осуществляется моделирование прихваточного шва, выполнения основного сварочного шва и приложение циклической нагрузки с расчетом параметров усталости сварного соединения трубы.

Результаты расчета

Распределение напряжений в стадии нагрева при выполнении одной прихватки представлено на рис. 7.

Рис. 7. Распределение напряжений: а - напряжения оХ,, б - интенсивность напряжений(МПа)

Видно, что напряжения, действующие вдоль шва - оу, имеют значительную величину (-200, +633 МПа), что при ограниченной интенсивности напряжений (269 МПа) говорит о значительной объемности напряженного состояния. Напряжения в пределах одной прихватки уравновешены. При увеличении количества прихваток уравновешенность напряжений в пределах одной прихватки сохраняется (рис. 8).

б

Рис. 8. Распределение напряжений: а - напряжения а2, б - интенсивность напряжений

Однако при увеличении количества прихваток до восьми картина решительно меняется. Уравновешенность напряжений достигается не в пределах одной прихватки, а в пределах групп прихваток (рис. 9).

а

-222.249 -116.072 -9.89428 96.283 202.46

-169.16 -62.9829 43.1944 149.372 255.5

Рис. 9. Напряжения а2 в прихватках

При этом прихватки, выполненные вначале (рис. 5), оказываются сжатыми, в то время как последующие - растянутыми.

Выполнение основного шва начинается с первого прохода первого слоя. После сварки первого слоя напряжения имеют характерное распределение с расширением поля у концов швов снаружи поверхности трубы (рис. 10). Изнутри картина противоположная. Напряжения ^ положительны в зоне стыковки швов и отрицательны в остальной области.

Рис. 10. Распределение интенсивности напряжений (а) и напряжений (б) после выполнения первого слоя

После сварки последнего, третьего, слоя картина распределения остаточных напряжений практически не изменяется (рис. 11).

б

Рис. 11. Интенсивность напряжений на разных участках трубы (перемещения увеличены в 50 раз)

Несколько увеличивается интенсивность напряжений и появляются следы многослойного шва. Приложение циклической нагрузки снижает остаточные сварочные напряжения, и после снятия нагрузки они достигают значения в 230 МПа (рис. 12).

При этом максимум напряжений смещается в сторону от шва. Именно в этой зоне наблюдается максимум усталостной поврежденности соединения (рис. 13). Если в основном в трубе выносливость не ограничена, то в сварном соединении она составляет в среднем 0,25*10-5 - 0,35*10-5 цикл- , а в отдельных районах, отмеченных на рис. 14, - 0,8*10- цикл- .

70.7452 123.331 175.317 228.503 281.089

97.0302 149.624 202.21 254.796 307.

б

.15 9525 51.296 102.432 153.565 204.705

25.7279 76.8641 128 179.137 230

Рис. 12. Интенсивность напряжений при приложении внутреннего давления (а)

и при снятии его до нуля (б)

На рис. 14 представлено распределение предельной поврежденности СШ в районе максимума по оси (координата X) на внутренней поверхности, по центру сечения и на наружной поверхности трубы.

О1\11 Цикл-1

9,Е-06

1

■Внутри

3

■Центр

4 5 7, ОМ

^"Снаружи

Рис. 13. Поле предельной поврежденности

Рис. 14. Предельная поврежденность

а

8.Е-06

7.Е-06

6.Е-06

5.Е-06

4.Е-06

3.Е-06

2.Е-06

1.Е-06

0.Е+00

0

2

Максимум предельной поврежденности находится на поверхности трубы, на некотором расстоянии от шва, что значительно упрощает контроль усталостного повреждения металла. На самом деле труба диаметром 1020 мм является электросварной прямошовной. Чтобы учесть наложение этого шва, произведен расчет, в котором сначала определено напряженно-деформированное состояние при выполнении этого шва, а далее повторен предыдущий расчет, включающий выполнение прихваточного шва, сварку основного шва в три слоя, приложение и сброс нагрузки с расчетом параметров усталости. На рис. 15 приведена интенсивность остаточных напряжений шва. Здесь перемещения увеличены в 100 раз.

.035805 64.1494 126.263 192.376 256.49

32.0926 96.2062 160.32 224.433 2ЕЕ.

Рис. 15. Интенсивность напряжений (МПа) изнутри трубы (слева) и снаружи (справа)

На рис. 16, а дано распределение асимметрии цикла при циклическом нагружении. Видно, что асимметрия в основном положительна, а в самом продольном шве она достигает значения 0,86, что близко к статической нагрузке. Именно поэтому предельная поврежденность от продольного шва близка к нулю (рис. 16, б).

Рис. 16. Асимметрия цикла (а) и предельная поврежденность (б) (цикл 1) при выполнении продольного шва

Выводы

1. Напряжения концентрируются в местах окончания отдельных швов, причем последующие слои устраняют предыдущую наследственность или, во всяком случае, ее значительно нивелируют (при толщине стенки 20 мм).

2. При неограниченной выносливости тела трубы сварное соединение обладает усталостью на уровне 0,35*10-5 цикл-1 предельной поврежденности (2,86*105 цикла). При этом отмечены районы, где предельная поврежденность достигает значения 0,8*10-5 (1,25*105 цикла).

3. При отнулевом цикле нагружения внутренним давлением, в околошовной зоне асимметрия цикла достигает значений -0,9, где и концентрируется усталостное повреждение.

4. Продольный шов сварной трубы не оказывает влияния на распределение усталости кольцевого.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Доможиров Л.И. Теоретический анализ влияния коротких трещин на предел выносливости материалов // Проблемы прочности. 1983. № 7. С. 35-40.

2. Карзов Г.П., Леонов В.П., Марголин Б.З. Механическая модель развития усталостной трещины // Проблемы прочности. 1985. № 8. С. 9-18.

3. Коллинз Дж. Повреждение металлов в конструкциях / пер. с англ. М.: Мир, 1984. 694 с.

4. Матохин Г.В. Оценка ресурса сварных конструкций из феррито-перлитных сталей. Владивосток: Изд-во ДВГТУ, 2001. 202 с.

5. Негода Е.Н. Оценка выносливости сварных соединений из стали ВСтЗсп при наличии остаточных напряжений // Сварочное производство. 2008. № 4. С. 8-11.

6. Негода Е.Н. Расчет многоцикловой выносливости сварных соединений // Сварочное производство. 2006. № 1. С. 3-6.

7. Прочность сварных соединений при переменных нагрузках / под ред. В.И. Труфякова. Киев: Науко-ва думка, 1990. 256 с.

8. Серенсен С.В., Махутов В.П. Сопротивление сварного соединения малоуглеродистой стали малоцикловому нагружению в зависимости от свойств отдельных зон // Проблемы прочности. 1970. № 12. С. 25-33.

9. Усталость материалов и элементов конструкций при статическом нагружении. Избр. тр.: в 3-х т. Т 2. Серенсен С.В. Усталость материалов и элементов конструкций. Киев: Наукова думка, 1985. 256 с.

10. Negoda E.N., Macsimetc N.A. Equivalent stresses for want of strength calculation metal constructions. Proceedings of the eigtheenths Asian Technical Exchange and Advisory Meeting on Marine Structures. Владивосток: Изд-во ДВГТУ, 2004. С. 186-188.

THIS ARTICLE IN ENGLISH SEE NEXT PAGE

Mechanical Engineering

Negoda E.

EVGENIY N. NEGODA, Ph.D., Professor, Department of Welding Production, School of Engineering, Far Eastern Federal University, Vladivostok. 8 Sukhanova St., Vladivostok, Russia, 690950, e-mail: negoda60@mail.ru

Fatigue of welded joints of large diameter pipes

Basing on the structural engineering model the article presents the algorithm of calculating the fatigue characteristics when making girth welding in large diameter tube. It offers a method of determining the asymmetry of the cycle and that of equivalent stresses, which enables one to calculate the parameters of fatigue in each physical point of the welded construction. Calculated are the characteristics of the stress-strain state of the welded tube within the real technological scheme as well as in the process of cyclic loading. The data have been obtained on the distribution of fatigue damage in welded joints. Key words: welded pipes, the state of stress, fatigue parameters.

REFERENCES

1. Domozhirov L.I. Theoretical analysis of the effect of short cracks in the endurance limit of materials. Problems of strength, 1983;7:35-40. (in Russ.). [Domozhirov L.I. Teoreticheskij analiz vlijanija korotkih tresh-hin na predel vynoslivosti materialov // Problemy prochnosti. 1983. № 7. S. 35-40].

2. Karzov G.P., Leonov V.P., Margolin B.Z. Mechanical model of fatigue crack. Problems of strength. 1985; 8:9-18. (in Russ.). [Karzov G.P., Leonov V.P., Margolin B.Z. Mehanicheskaja model' razvitija ustalostnoj treshhiny // Problemy prochnosti. 1985. № 8. S. 9-18].

3. Collins J. Damage to the metal structures. M., Mir, 1984, 694 p. (transl. from English). [Kollinz Dzh. Pov-rezhdenie metallov v konstrukcijah / per. s angl. M.: Mir, 1984. 694 s.].

4. Matokhin G.V. The rating life of welded structures made of ferrite-pearlite steels. Vladivostok, FESTU Pablishing, 2001, 202 pp. (in Russ.). [Matohin G.V. Ocenka resursa svarnyh konstrukcij iz ferrito-perlitnyh stalej. Vladivostok: Izd-vo DVGTU, 2001. 202 s.].

5. Nehoda E.N. Evaluation of the endurance of welded joints of steel VSt3sp the presence of residual stresses. Welding production. 2008;4:8-11. (in Russ.). [Negoda E.N. Ocenka vynoslivosti svarnyh soedinenij iz stali VSt3sp pri nalichii ostatochnyh naprjazhenij // Svarochnoe proizvodstvo. 2008. № 4. S. 8-11].

6. Nehoda E.N. Calculation-cycle endurance of welded joints. Welding production. 2006;1:3-6. (in Russ.). [Negoda E.N. Raschet mnogociklovoj vynoslivosti svarnyh soedinenij // Svarochnoe proizvodstvo. 2006. № 1. S. 3-6].

7. The strength of welded joints under variable loads, ed. V.I. Trufyakov. Kiev, Naukova Dumka, 1990, 256 p. (in Russ.). [Prochnost' svarnyh soedinenij pri peremennyh nagruzkah / pod red. V.I. Trufjakova. Kiev: Naukova dumka, 1990. 256 s.].

8. S0rensen S.V., Makhutov V.P. The resistance of welded joints of mild steel low-cycle loading, depending on the properties of the individual zones. Problems of strength. 1970;12:25-33. (in Russ.). [Serensen C.V. Mahutov V.P. Soprotivlenie svarnogo soedinenija malouglerodistoj stali malociklovomu nagruzheniju v zavisimosti ot svojstv otdel'nyh zon // Problemy prochnosti. 1970. № 12. S. 25-33].

9. Fatigue of materials and structures under static loading. In 3 vols., vol. 2. S. S0rensen. Fatigue of materials and structural elements. Kiev, Naukova Dumka, 1985, 256 p. (in Russ.). [Ustalost' materialov i jelementov konstrukcij pri staticheskom nagruzhenii. Izbr. tr.: v 3-h t. T 2. Serensen S.V. Ustalost' materialov i jelementov konstrukcij. Kiev: Naukova dumka, 1985. 256 s.].

10. Negoda E.N., Macsimetc N.A. Equivalent stresses for want of strength calculation metal constructions. Proceedings of the eigtheenths Asian Technical Exchange and Advisory Meeting on Marine Structures. Vladivostok, FESTU Publishing, 2004, p. 186-188.