Критическим температурам

Косвенные способы позволяют оценивать склонность к трещинам расчетным путем по химическому составу стали без испытания сварных соединений. Один из таких способов — оценка потенциальной склонности стали по значению эквивалента углерода Сэкв [см. (13.5)]. Значение Сэкв характеризует прокаливае-мость стали, т. е. пропорционально ее критическим скоростям охлаждения, обусловливающим закалку шМ2 и wui. При заданном термическом цикле чем больше СЭКв, тем больше содержание закалочных составляющих в структуре в ЗТВ. Однако Сэк» не учитывает их свойств, например, тетрагональности и твердости мартенсита, которые определяются содержанием углерода. Следовательно, учитывая (13.5), СЭКв можно использовать в качестве сравнительного количественного показателя потенциальной склонности различных марок стали к образованию трещин при условии, что содержания С и концентрации Нд в них равны. По данным практики, при СЭКв>0,45% стали часто становятся потенциально склонными к образованию трещин.

Допустим, что 2г перенумерованы так, что гг > 0—корень уравнения (III.43), соответствующий критической скорости прямой процессии; z2 — корень отрицательный, а г3 и z4 — корни, соответствующие критическим скоростям обратной процессии.

В обеих этих случаях фактические массовые моменты инерции всех дисков должны быть при решении упомянутой задачи заменены на фиктивные по формулам (11.30), так что при обычных для дисков соотношениях размеров все они становятся отрицательными. Вследствие этого характеристическое уравнение, аналогичное (III.34), в первом случае имеет п корней (п — число дисков) положительных, равных квадратам критических скоростей прямой прецессии, и п корней отрицательных (эти корни физического смысла не имеют). Соответственно этому представление решения в виде суммы по собственным формам содержит 2п членов, аналогично решению (II 1.42), половина из которых остается ограниченной при любой скорости вращения со; остальные 2п членов этих разложений (в соответствии с порядком уравнений для амплитуд колебаний гс-дискового вращающегося ротора, колеблющегося в двух взаимно перпендикулярных плоскостях, в упомянутых разложениях должно бы было быть 4п членов), аналогично (III.38), тождественно равйы .нулю, так как и в случае «-дискового ротора все усилия от небаланса ортогональны к собственным формам, соответствующим критическим скоростям обратной прецессии.

критическим скоростям, так как в подвижной системе критическая скорость соответствует нулевому значению частоты (скорости прямой прецессии).

В качестве примера рассмотрим определение первой и третьей критических скоростей гибкого ротора турбогенератора. Вес ротора 49 500 кГ. Ротор симметричен и свободно лежит на двух опорах, поэтому вторая критическая скорость определяется независимо от первой и третьей. На фиг. 5. 1 показано определение форм упругой линии, соответствующих первой и третьей критическим скоростям по указанной выше схеме. Для определения критических скоростей останавливаемся на первом приближении упругой линии. Численные расчеты приведены в табл. 5. 1 и 5. 2.

На фиг. 5. 2 показано определение форм упругой линии, соответствующих первой и третьей критическим скоростям. Для первой останавливаемся на первом приближении, для третьей — на втором приближении. Соответствующие числовые расчеты приведены в табл. 5. 3 и 5. 4.

Затруднения эти вызываются тем, что роторы быстроходных машин на рабочих режимах ведут себя как гибкие тела. Уравновешивание их на малых оборотах по методике, разработанной для жестких роторов, не дает удовлетворительных результатов, так как даже при скоростях, равных половине первой критической, не всегда можно пренебрегать деформацией оси вращающегося ротора, особенно при большой неуравновешенности. С приближением же к критическим скоростям ротор приобретает значительный «упругий дисбаланс», приводящий к резкому увеличению амплитуды колебаний.

Балансировка гибкого ротора с тем или иным распределением масс по длине должна базироваться на учете его формы изгиба, вызванной силами инерции и меняющейся в зависимости от скорости. Необходимо при этом учитывать близость рабочей скорости к критическим скоростям, а также формы упругой линии ротора при собственных колебаниях на этих скоростях.

При уравновешивании гармоник, порядок которых соответствует критическим скоростям более низким, чем скорость вращения, это минимальное количество сосредоточенных грузов недостаточно и одновременно с уменьшением динамических реакций происходит увеличение изги-бающих моментов (фиг. 6. 11).

Индекс с левой стороны означает порядок приближения. Выразим вертикальную матрицу „у при помощи матриц основных форм колебаний vh, соответствующих отдельным критическим скоростям ш,.. Очевидно, что

В точках, где кривые частот назад бегущих волн пересекаются с осью абсцисс О — О, частота относительно неподвижной точки равна нулю, так как скорость бегущей волны равна скорости вращения. Эти точки соответствуют критическим скоростям вращения, о которых говорилось в § 62; при критических скоростях вращения на диске образуются неподвижные в пространстве волны, возникновения которых допускать нельзя. На рис. 200 критическое число оборотов при двухузловой вибрации определяется абсциссой точки е, при четырехузловой вибрации — /.

Сопротивление хрупкому разрушению обеспечивается расчетом по критическим температурам хрупкости и критериальным характеристикам механики разрушения (критические значения коэффициентов интенсивности напряжений или разрушающие напряжения для заданных размеров гипотетических дефектов).

В связи с этим оценка склонности реакторных сталей к хрупкому разрушению по результатам испытаний стандартных образцов на ударную вязкость принималась необходимой, но недостаточной для предотвращения опасности хрупкого разрушения. В конце 50-х—начале 60-х годов в СССР, США и Англии были проведены испытания крупногабаритных образцов толщиной от 50 до 250 мм и шириной от 200 до 1200 мм [2, 7, 14, 16]. Эти образцы имели острые надрезы типа дефектов и трещин, сварные швы; часть образцов подвергалась предварительному деформационному старению. Для испытаний таких образцов были использованы уникальные установки с предельными усилиями от 1500 до 8000 тс (15—80 МН). По результатам проведенных испытаний была определена область критических состояний, характеризуемых резким уменьшением прочности и пластичности реакторных сталей как для стадии возникновения, так и для стадии развития хрупких трещин. В последнем случае при температурах ниже критических разрушающие напряжения оказывались весьма низкими (0,05— 0,15 от предела текучести). При наличии высоких остаточных напряжений от сварки разрушения крупногабаритных образцов с дефектами также происходили при низких номинальных напряжениях от нагрузки. Этими опытными данными была обоснована необходимость расчета прочности атомных реакторов [5] по критическим температурам Тк хрупкости и разрушающим напряжениям акр в хрупких состояниях с введением запасов [Д7] и лкр соответственно, а также важность проведения термической обработки для снятия остаточных напряжений.

В дальнейшем (в конце 60-х годов) в расчеты прочности по критериям сопротивления хрупкому разрушению стали вводиться уравнения линейной механики разрушения, связывающие предельные нагрузки, размеры, форму и места расположения возможных дефектов через критические значения коэффициентов интенсивности напряжений А"/с- При этом запасы по критическим температурам [ДГ] составляют 20-30 С, а по величинам Kj ик=1,5-2.

В задачи термического анализа входит: 1) построение и исследование кривых нагревания и охлаждения металлов и сплавов для определения критических точек; 2) построение диаграмм состояния сплавов по критическим температурам (точкам); 3) анализ фазовых превращений при нагреве и охлаждении сплавов и оценка технологических характеристик систем (сплавов) по их диаграммам плавкости.

несущей способности вследствие развития хрупких разрушений. Эти разрушения представляют существенную опасность в силу их малой предсказуемости, низких номинальных разрушающих напряжений и высоких (до 2500 м/с) скоростей развития трещин. Развиваемые в два последние десятилетия основы и критерии механики хрупкого разрушения позволили перейти к расчетам прочности и ресурса конструкций по характеристикам сопротивления хрупкому разрушению — критическим температурам хрупкости и коэффициентам интенсивности напряжений [2, 6, 7].

Сопротивление хрупкому разрушению обеспечивается расчетом по критическим температурам хрупкости и критериальным; характеристикам механики разрушения (критические значения коэффициентов интенсивности напряжений или разрушающие напряжения для заданных размеров гипотетических дефектов).

В табл. 2-5 и 3-19 приведены, экспериментально найденные значения температур фазового превращения, а также характерные отношения этих температур для ионных теплоносителей и их компонент. Опытные данные по критическим температурам для мезодесмлческих теплоносителей отсутствуют, а вычисление их по прави-лу Гульдберга — Грю не является 0бо;сноваяным, поскольку для остальных подгрупп ионных теплоносителей оно дает заниженные значения против опытных. Для изодесмических теплоносителей отношение Тн/Ткр = =0,65-^0,66, а для анизодесмических, по-видимому, 0,7, что и принято нами для сплавав ОС-1 и ОС-2.

Для жидкометаллических теплоносителей формула Л. 3. Голика в настоящее время не может быть использована для вычисления вязкости, поскольку для этих теплоносителей мы не располагаем надежными данными по критическим температурам, т. е. теми данными, от которых согласно теории автора существенно зависит энергия активности и.

Для жидкометалличеоких теплоносителей, кроме ртути, мы не располагаем экспериментальными данными по критическим температурам и плотностям их насыщенных паров. Поэтому мы не имеет возможности проверить (пригодность указанных выше формул для вычисления поверхностного натяжения. Предположив линейную зависимость поверхностного натяжения от тем-

ведена по методике Н.А. Махутова [63]. Прочность КО с учетом дефектности определяли по критическим температурам хрупкости и разрушающим напряжениям. В расчете учитывали распределение и значения напряжений, двухосность напряженного состояния, размеры дефектов, абсолютные размеры сечений, наличие сварных швов, накопление повреждений от циклических нагрузок и деформационного старения.

С учетом выраженной зависимости К1с от fmin для конструкционных сталей расчет по Kf дополнится расчетом по критическим температурам хрупкости: