Повторного смачивания

§ 7.5. Закон разгрузки и повторного нагружения

Иначе обстоит дело при нагружении до напряжений, превышающих предел пропорциональности. Известно, что если образец, нагруженный до напряжения выше сг1Щ (точка /С на рис. 2.96, а) разгрузить, то разгрузка пойдет по прямой, параллельной участку ОА. Теперь, если снова нагрузить образец, то нагрузка пойдет по линии LK- Начиная с точки /С, диаграмма пойдет приблизительно так, как будто не было ни разгрузки, ни повторного нагружения (рис. 2.96, б).

появление которых сопровождается треском, не прекращающимся до конца нагружения образцов. При повторном нагружении образца треск отсутствует до достижения уровня начальной нагрузки, после чего появляется снова. Многократность повторного нагружения при постоянном верхнем уровне нагрузки, не приводит к заметным изменениям характера кривых деформирования. Это видно на рис. 4.5, где приведены типичные диаграммы деформирования при повторном нагружении материала С-П-21-50. На рис. 4.5, а линии повторного нагружения для наглядности смещены вправо от начального положения. В действительности же они практически совпадают. Опыты показывают, что многократное нагружение образца при сравнительно высоких напряжениях (0,7—0,8 от разрушающего) практически не влияет на прочность композиционного материала.

Кривые нагрузки и разгрузки при повторном нагружении стеклопластиков на основе высокомодульных и полых волокон, как видно из сравнения рис. 4.8 и 4.5, не имеют принципиальных отличий от кривых деформирования стеклопластика C-11-21-50. Различия в структурных схемах армирования материалов с близкими значениями углов наклона волокон основы не отражаются на характере диаграмм повторного нагружения.

Для оценки направления возможной перестройки дислокационной структуры и объяснения механического поведения металла при повторной деформации в работе [371] предлагается использовать, исходя из факта перестройки структуры, понятие «эквивалентных деформаций», т. е. деформаций, которые создают одинаковую плотность дислокаций при разных температурах. Такое определение позволяет в рассматриваемом случае первичную деформацию молибдена горячим прессованием (е = 2,04) представить для любой температуры повторного нагружения соответствующей величиной эквивалентной деформации (еэкв).

Таким образом, учитывая, что параметр Кз не зависит от размера зерна, при графическом нахождении эквивалентной деформации (рис. 4.15) кривая 3 повторного нагружения должна быть нанесена так, чтобы она проходила в начальный момент выше кривой 2 деформации рекристаллизованного металла на величину

Величина эквивалентной деформации еэкв, определенная по результатам испытания шести образцов (см. рис. 4.15) при 100 "С, изменяется в пределах 0,26—0,44, что отражает нестабильность условий первичной деформации или различную степень протекания возврата в отдельных частях прессовки (например, внешние и внутренние слои). Характерно, однако, что все шесть кривых повторного нагружения, хотя и отличаются начальной точкой (ежв), в дальнейшем полностью совпали с расчетной кривой и между собой.

вершения непродолжительного перелета с грузом вертолет освобождался от него и совершал перелет с целью повторного нагружения. Таким образом, блок из двух усталостных линий характеризовал однотипное, повторяющееся нагружение вертолета за один полетный цикл при его двукратном нахождении в воздухе.

в указанных направлениях выкладки. Такая схема ориентации наполнителя была выбрана в связи с меняющимися по крылу условиями нагружения и включением нагрузок, действующих по передней и задней кромкам в направлении хорды, и обеспечивала пониженную чувствительность к ползучести при повышенных температурах. Характер разрушения при всех условиях нагружения определялся волокном. Выбор титана для изготовления наконечников лонжеронов объяснялся стремлением получить лучшую совместимость с боропластиком по температурным коэффициентам линейного расширения и деформациям. Боропластики испытывали путем предварительного нагружения всех образцов до величины, составляющей 80% максимальной нагрузки, и затем повторного нагружения до разрушения. Была предложена гипотеза, согласно которой трансверсалъные разрушения в каждом слое пластика не влияют на способность связующего передавать сдвиговые нагрузки от слоя к слою, и поэтому композиционный материал сохраняет конструкционную целостность. Усталостные испытания, проведенные при нагрузке, составляющей 75% максимальной, по-видимому, подтверждают эту гипотезу.

Под действием повторного нагружения в композитах могут проявляться различные механизмы усталости. В однонаправленных композитах, армированных высокопрочными элементами, разрушение может произойти в результате усталости матрицы, сопровождающейся расслоением и потерей изгибной жесткости. В композитах с большим разбросом прочности элементов начальное распределение максимальных растягивающих напряжений приводит к ряду изолированных разрушений армирующих элементов. Циклическое нагружение затем может привести к усталостному расслоению по границе элемент — матрица между изолированными разрушениями элементов. Как только эти изолированные разрушения соединятся при расслоении и образуется эффективная критическая поперечная трещина, композит разрушится хрупким образом.

Характерно, что значения коэффициентов интенсивности напряжений, подсчитанные для граничных значений длин усталостной трещины, а именно: конец первой, второй, третьей и четвертой стадий, постоянны для данного материала в широком интервале условий нагружения. В частности, для промышленных алюминиевых сплавов. Д16Т, Д16Т1, В95Т1, АК4-1Т1, ВАД-23Т1 постоянство коэффициентов К наблюдалось при изменении: 1) асиметрии цикла от 0,2 до 0,5 (при неизменном значении максимального напряжения цикла 0,1 ГН/м2; 2) частоты нагружения от 10 до 750 цикл/мин; 3) ширины образца от 100 до 350 мм; 4) исходного максимального напряжения цикла от 0,08 до 0,3 ГН/м2 (табл. 10). Все полученные значения К\, Кп, Km, К iv меньше Кс (статического коэффициента интенсивности напряжений), что, по-видимому, связано с циклическим повреждением материалов в процессе повторного нагружения. Этой же причиной можно объяснить снижение значений К на всех стадиях развития усталостной трещины при низких значениях повторного напряжения (например, для сплавов В95Т1 и Д16Т и АК4-1Т1 при снижении отах от 0,08—0,3 до 0,06 ГН/м2).

В течение ряда лет проводились экспериментальные исследования процессов теплоотдачи в условиях закризисного теплообмена и повторного смачивания в трубах как для всего диапазона параметров аварийного охлаждения реакторов ВВЭР, так и для характерных режимов охлаждения реакторов [21]. Еще в начале 70-х годов США была осуществлена экспериментальная программа FLECHT по исследованию процессов теплообмена в условиях повторного смачивания на полномасштабных сборках водо-водяных реакторов с имитаторами твэлов и разработаны рекомендации, требующие весьма громоздких расчетов. Сложности, связанные с методикой проведения опытов в сборках твэлов и обработкой экспериментальных данных, не позволили разработать приемлемые модели процессов теплообмена в условиях повторного смачивания. Затем были осуществлены исследования в гладких трубах, на основе которых созданы расчетные модели процессов теплоотвода в условиях повторного смачивания.

Для описания опытных данных, полученных на реакторной установке LOFT (США), был использован программный комплекс TRAC, в котором для расчета теплообмена на стадии повторного смачивания были использованы зависимости, разработанные на основе опытов, проведенных в каналах простой геометрии. Полученные результаты трудно применить к сборкам отечественных ВВЭР, поскольку эквивалентный гидравлический диаметр сборок отечественных и зарубежных водо-водяных реакторов отличается почти в 1,5 раза. Кроме того, дистанционирую-щие решетки в отечественных водо-водяных реакторах располоч жены через 250 мм, а в зарубежных — через 500 мм.

На основе проведенных экспериментов были разработаны расчетные зависимости для основных характеристик процесса теплоотвода в условиях повторного смачивания: теплового потока во фронте смачивания, скорости смачивания и коэффициента теплоотдачи в несмоченной зоне а. Детальный анализ полученных опытных данных и сравнение их с зарубежными показали, что зависимость для а дает в определенной степени заниженные значения коэффициента теплоотдачи [21], которые идут в запас расчета по предельным температурам оболочек твэлов. Сейчас разрабатывается более реалистический подход к оценке процессов теплоотдачи при аварии, связанной с потерей теплоносителя.

испарение жидкости внутрь этого пузыря. В условиях недогрева пар конденсируется на вершине пузыря. При высоких тепловых потоках основная часть тепла передается через эти пузыри путем испарения и конденсации. При более высоких тепловых потоках пленка жидкости может локально разрушаться, при этом на стенке образуются сухие пятна. Если в этом месте не происходит быстрого-повторного смачивания поверхности нагрева, то явление Лейден-фроста приводит к устойчивому существованию сухого пятна 23] и в конечном счете к возникновению кризиса теплоотдачи.

4.53. Илойже Т., Пламмер Д., Розенау В. и др. Исследование распада парового-слоя и повторного смачивания поверхности нагрева при пленочном кипении воды в условиях принудительной конвекции в вертикальной трубе.— Теплопередача, 1975, № 2, с. 7 — 14.

При подаче охлаждающей воды из системы аварийного охлаждения на осушенные и разогретые твэлы возникает фронт повторного смачивания (увлажнения), процессы в котором аналогичны кризису теплообмена и который разделяет режимы теплообмена по длине активной зоны на три области:

Оценочный расчет теплоотдачи в несмочен-ной зоне в зависимости от положения фронта повторного смачивания применительно к реакторам типа ВВЭР можно проводить по формуле [71]

где z — расстояние от фронта повторного смачивания, м. Условия применимости формулы: р = 0,1—

В (2.46) коэффициент теплоотдачи отнесен к разности температур Д/Ст = /ст - ts, а расстояние г можно определить для оболочки твэла из циркониевого сплава по скорости фронта повторного смачивания и, м/с, в данный момент времени из выражения [60]:

pvc, где пик температуры устанавливается на достаточно удаленном расстоянии от места кризиса. Подобное же явление наблюдается и в условиях повторного смачивания поверхностей нагрева при аварийном охлаждении, когда несмоченная зона имеет значительную протяженность (более 1 м). В этом случае закризисная зона теплоотдачи создается как бы искусственно, так как значения относительной энтальпии во фронте смачивания обычно

При подаче охлаждающей воды из системы аварийного охлаждения на осушенные и разогретые твэлы возникает фронт повторного смачивания (увлажнения), процессы в котором аналогичны кризису теплообмена и который разделяет режимы теплообмена по длине активной зоны на три области: