Работоспособность трубопроводов =: Serviceability of pipelines : [В 3 ч.] 5836500681

Table of contents :
Страница 1
Страница 2
Страница 3
Страница 4
Страница 5
Страница 6
Страница 7
Страница 8
Страница 9
Страница 10
Страница 11
Страница 12
Страница 13
Страница 14
Страница 15
Страница 16
Страница 17
Страница 18
Страница 19
Страница 20
Страница 21
Страница 22
Страница 23
Страница 24
Страница 25
Страница 26
Страница 27
Страница 28
Страница 29
Страница 30
Страница 31
Страница 32
Страница 33
Страница 34
Страница 35
Страница 36
Страница 37
Страница 38
Страница 39
Страница 40
Страница 41
Страница 42
Страница 43
Страница 44
Страница 45
Страница 46
Страница 47
Страница 48
Страница 49
Страница 50
Страница 51
Страница 52
Страница 53
Страница 54
Страница 55
Страница 56
Страница 57
Страница 58
Страница 59
Страница 60
Страница 61
Страница 62
Страница 63
Страница 64
Страница 65
Страница 66
Страница 67
Страница 68
Страница 69
Страница 70
Страница 71
Страница 72
Страница 73
Страница 74
Страница 75
Страница 76
Страница 77
Страница 78
Страница 79
Страница 80
Страница 81
Страница 82
Страница 83
Страница 84
Страница 85
Страница 86
Страница 87
Страница 88
Страница 89
Страница 90
Страница 91
Страница 92
Страница 93
Страница 94
Страница 95
Страница 96
Страница 97
Страница 98
Страница 99
Страница 100
Страница 101
Страница 102
Страница 103
Страница 104
Страница 105
Страница 106
Страница 107
Страница 108
Страница 109
Страница 110
Страница 111
Страница 112
Страница 113
Страница 114
Страница 115
Страница 116
Страница 117
Страница 118
Страница 119
Страница 120
Страница 121
Страница 122
Страница 123
Страница 124
Страница 125
Страница 126
Страница 127
Страница 128
Страница 129
Страница 130
Страница 131
Страница 132
Страница 133
Страница 134
Страница 135
Страница 136
Страница 137
Страница 138
Страница 139
Страница 140
Страница 141
Страница 142
Страница 143
Страница 144
Страница 145
Страница 146
Страница 147
Страница 148
Страница 149
Страница 150
Страница 151
Страница 152
Страница 153
Страница 154
Страница 155
Страница 156
Страница 157
Страница 158
Страница 159
Страница 160
Страница 161
Страница 162
Страница 163
Страница 164
Страница 165
Страница 166
Страница 167
Страница 168
Страница 169
Страница 170
Страница 171
Страница 172
Страница 173
Страница 174
Страница 175
Страница 176
Страница 177
Страница 178
Страница 179
Страница 180
Страница 181
Страница 182
Страница 183
Страница 184
Страница 185
Страница 186
Страница 187
Страница 188
Страница 189
Страница 190
Страница 191
Страница 192
Страница 193
Страница 194
Страница 195
Страница 196
Страница 197
Страница 198
Страница 199
Страница 200
Страница 201
Страница 202
Страница 203
Страница 204
Страница 205
Страница 206
Страница 207
Страница 208
Страница 209
Страница 210
Страница 211
Страница 212
Страница 213
Страница 214
Страница 215
Страница 216
Страница 217
Страница 218
Страница 219
Страница 220
Страница 221
Страница 222
Страница 223
Страница 224
Страница 225
Страница 226
Страница 227
Страница 228
Страница 229
Страница 230
Страница 231
Страница 232
Страница 233
Страница 234
Страница 235
Страница 236
Страница 237
Страница 238
Страница 239
Страница 240
Страница 241
Страница 242
Страница 243
Страница 244
Страница 245
Страница 246
Страница 247
Страница 248
Страница 249
Страница 250
Страница 251
Страница 252
Страница 253
Страница 254
Страница 255
Страница 256
Страница 257
Страница 258
Страница 259
Страница 260
Страница 261
Страница 262
Страница 263
Страница 264
Страница 265
Страница 266
Страница 267
Страница 268
Страница 269
Страница 270
Страница 271
Страница 272
Страница 273
Страница 274
Страница 275
Страница 276
Страница 277
Страница 278
Страница 279
Страница 280
Страница 281
Страница 282
Страница 283
Страница 284
Страница 285
Страница 286
Страница 287
Страница 288
Страница 289
Страница 290
Страница 291
Страница 292
Страница 293
Страница 294
Страница 295
Страница 296
Страница 297
Страница 298
Страница 299
Страница 300
Страница 301
Страница 302
Страница 303
Страница 304
Страница 305
Страница 306
Страница 307
Страница 308
Страница 309
Страница 310
Страница 311
Страница 312
Страница 313
Страница 314
Страница 315
Страница 316
Страница 317
Страница 318
Страница 319
Страница 320
Страница 321
Страница 322
Страница 323
Страница 324
Страница 325
Страница 326
Страница 327
Страница 328
Страница 329
Страница 330
Страница 331
Страница 332
Страница 333
Страница 334
Страница 335
Страница 336
Страница 337
Страница 338
Страница 339
Страница 340
Страница 341
Страница 342
Страница 343
Страница 344
Страница 345
Страница 346
Страница 347
Страница 348
Страница 349
Страница 350

Citation preview

SERVICWILIП

PA&OTOCIIOCOIIIOCТЬ ТРУ&ОПРОВОАОВ

OF PIPELINES Resistance to Destruction

Сопротивляемость разрушению

El

G.J\.LЛNCHJ\KOV

E.E.ZORIN Yu.I.PJ\SHKOV J\.I.STEPJ\NENKO

SERVICEABILIП

OF PIPELINES Resistance to Destruction

Part 2 El Moscow Nedra 2001

Г.f\.Лf\НЧf\КОВ E.E.30Pt1H Ю.t1.Пf\ШКОВ f\.t1.СТЕПf\НЕНКО

РА&ОТОСПОСОIНОСТЬ ТРУ&ОПРОВОАОВ Сопротивляемость разрушению

Часть

2

El Москва Недра

2001

удк ББК

622.692.4:621.643 33.36 Л22

Рецензент доктор технических наук В.В. Харионовский Лавчаков ко

Л

22

Г.А, Зорив

Е.Е.,

ПaiiiJ(oв

Ю.И., Степанен­

АИ.

Работоспособность

000

трубопроводов: "Недра-Бизнесцентр", 2001. - Ч.

мость разрушению.

- 350 ISBN 5-8365-0068-1

В 3-х ч.

2.

- М.: Сопротивляе­

с.: ил.

Дан анализ коррозионно-механическоrо разрушения тонкостен­ ных сварных оболочковых конструкций. Показавы особенности за­ рождения и развития разрушения в трубоnроводах из сталей фер­ ритио-перлитного класса. Оnисана связь несущей способности кон­ струкций данного типа с конструктивно-технологическими коицент­ раторами наnряжений, технологическими дефектами и физико­ механическими

характеристиками

основного

металла

и

металла

сварного соединения. Рассмотрены особенности разрушения нефте­ газопроводов во взаимосвязи с условиями эксплуатации. Предложен расчетио-экспериментальный метод оценки трещиностойкости nлас­ тичных трубных сталей и их сварных соединений и влияния на нее конструктивно-технологических и эксплуатационных nараметров.

Для инженерно-технических работников нефтяной и газовой от­ раслей nромышленности, строительства предприятий нефтеrазохими­ ческоrо комnлекса, для студентов, аспирантов и научных работников высших учебных заведений нефтегазовоrо nрофиля.

Lanchakov G.A, Zorin Е.Е., Pashkov Yu.I., Stepanenko AI. Serviceabllity of Pipelines: Works in three parts. Part 2. Resistance to Destruction. Corrosive and mechanical destructions of thin-wall welded envelope constructions are analyzed. Тhе specific features of the forrnation and development of destructions in pipelines made from steels of ferrite-perlite type are discussed. Also considered are the relations between the caring capacities of such constructions and design and technological stress concentrators, technological defect, and physical and mechanical performances of the Ьasic metal and welded joint metal. Attention is given to the discussion ot specific features in destruction of oil pipelines in connection with the operational conditions. Тhе calculation and experimental method was proposed to estimate the crack resistance of ductile pipe steels and welded joints as well as the impact of constructive, technological and operational parameters on crack resistance. Recommended to engineers engaged in oil and gas industries and construction of chemical oil and gas facilities; also useful for students, post-graduate student and scientists in higher educational institutes of oil and gas specification. ISBN 5-8385-0040-1 ISBN 5-8385-оо88- 1

©

Г.А Ланчаков, Е. Е. Зорин, Ю.И. Пашков,

©

АИ. Степаненко, 2001 ~рмление. 000 "Недра-Бизнесцентр",

ВВЕДЕНИЕ

•

Одним из основных

элементов народного

хозяйства

данном этапе развития является трубопроводный

газа,

нефтепродуктов

и других энергоносителей.

на

транспорт

Основной

конструктивный элемент данных трубопроводных систем

-

стальные сварные трубы, на долю которых nриходится более

80 % металлоемкости

трансnортной системы. Несмотря на к~ся простоту трубопровод является сложной, дорогостоящей системой. Так, nротяженность ма­ гистральных газопроводов более

4 тыс.

километров и эксплу­

атируются они в сложных nриродно-климатических условиях:

от вечной мерзлоты в северных районах до

-

пустынь

южных. Нагруженные внутренним давлением до

75 атм.,

в

они

несут в себе всевозможные

конструктивно-технологические

(например,

и

сварной

шов)

монтажно-эксплуатационные

концентраторы наnряжений, заnас энергии сжатого газа, из­ меняющиеся

во

времени характеристики

деформационного

старения и. многое другое. Все это резко nовышает вероят­

ность аварийного разрушения с увеличением срока эксплуа­ тации.

По некоторым эксnертным рост аварийных отказов

оценкам,

идет непрерывный

на магистральных нефтегазоnрово­

дах,

и в отдельные годы число отказов достигает 80-100. Анализ разрушений трубопроводных систем данного класса затруднен из-за отсутствия данных в открытой печати, по­ этому возникают и nрепятствия для установления объектив­ ных причин разрушения и использования современных мето­

дов расчетной и экспериментальной оценки работоспособно­

сти трубопроводов с учетом условий эксплуатации. По

мнению

многих

специалистов

П.П. Бородавкин, газета "Известия" от аварийность данных трубоnроводов

(см.

например,

26.01.1990 г.),

была

высокая

заложена уже на

стадии nроектирования, так как одним из основных требо­ ваний было снижение стоимости проекта без необходимого

обоснования надежности и безопасности сооружений, экс­ nлуатируемых в жестких условиях.

В подтверждение

сказанному можно

сослаться на

опыт

5

проектирования и эксплуатации магистралей из высокопроч­

ных

сталей класса

трубных

уменьшения

кость

прочности

сталей повышенной толщины

КбО

и

выше.

прочности

стенки

снижать

протяженных сооружений.

Использование

позволяет за счет

удельную

Однако при

металлоем­

этом

растет

уровень напряжений в стенке и, как следствие, повышается опасность разрушений за

деформации

в

стенке,

счет увеличения энергии упрутой

понижается

стойкость

стресс-коррозионным явлениям. Кроме того,

металла

к

за счет повы­

шения жесткости стенки трубы ухудшаются условия сборки труб

при

монтаже трубопровода,

снижается

свариваемость

кольцевых стыков, особенно при отрицательных температу­

рах. В результате эксплуатации газопроводов из высокопроч­ ных

сталей значительно участилисЪ

случаи их

разрушения.

Статистические данные по авариям газопроводов однозначно свидетельствуют об увеличении (в удельном отношении) числа

разрушений по сравнению с аналогичными газопроводами из

сталей с более низкой прочностью. Поэтому в настоящее время проектируются и сооружают­ ся магистральные газопроводы из труб, изготовленных в ос­

новном из сталей класса прочности не выше КбО. Нормативные акты по расчету на прочность и на повы­ шенные требования к надежности и безопасности функцио­

нирования трубопроводных систем базируются на недоста­ точно обоснованных и аргументированных подходах. В рас­ четные

формулы

надежности,

вводятся так

безопасности

называемые

материалов

и

коэффициенты конструктивных

решений. Эти коэффициенты ведут в основном к увеличению

толщины

стенки,

повысить

сопротивляемость

но

не

позволяют

в большинстве

хрупкому

случаев

коррозионно-механи­

ческому разрушению стенки трубы и тем самым гарантиро­

вать безаварийную работу магистрали. Несовершенство

существующих

методов

доказывается,

например, практикой эксплуатации магистральных трубопро­ водов. Нефтепроводы и газопроводы изготовляются из оди­ наковых труб, хотя при разрушении ведут себя по-разному. В нефтепроводах разрушение происходит,

небольтую длину

-

не более

щина распространяется

5- 1О м,

на десятки

и

как

правило,

на

а в газопроводах тре­ сотни

имеются случаи разрушения длиной свыше

метров,

и NJЖ.e

10 км.

Расчетная оценка несущей способности труб до сих пор

производится по так называемой "котельной" формул~. ко­ торая базируется на равномерном по периметру трубы рас­ пределении напряжений и

6

отсутствии трещинаподобных

и

других дефектов. Такой расчет не учитывает влияние напря­ женного состояния и

его

изменения

на величину максимального давления,

жать труба,

не

разрушаясь.

в

процессе

которое

нагружения

может

выдер­

Не представляется возможным

также полностью учесть влияние на прочность

труб

новых

конструктивных решений, особенностей, вносимых геомет-· рической,

структурной

и

механической

неоднородностью

свар~;~ых соединений и имеющимвся различного рода дефек­ тами и отклонениями от правильной геометрической формы

трубы.

Существующие методы

расчета ·трубопроводов

на

прочность по пределу текучести или временному сопротивле­

нию позволяют обеспечить безопасную работу только условии сопротивляемости металла трубы

при

пластическим де­

формациям до момента разрыва трубы. Общепризнанных методов расчета трубопроводов на тре­ щиностойкость, под которой в рамках настоящей книги по­ нимается способность материала трубы и конструкции тру­

бопровода сопротивляться

возникновению и

распростране­

нию трещины, пока не разработано Д1\Я широкого практиче­

ского внедрения. В то же время, проблема предотвращения разрушений трубопроводов приобретает первостепенное зна­ чение, хотя и является на данном этапе наиболее сложной и трудноразрешимой задачей. Это связано с тем, что трещино­ стойкость металла не является постоянным свойством, а на­ ходится в строгой зависимости от исходных свойств самого

металла,

конструктивных

конструкции, а также от

и

технологических

особенностей

внешних и внутренних факторов,

которые возникают при изготовлении

и

эксплуатации конст­

рукции. Если к тому же учесть, что процесс хрупкого разру­ шения

внезапен,

казалось бы,

скоротечен· и

происходит

при

нагрузках,

вполне безопасных Д1\Я материалов, то пробле­

ма установления предельного безопасного состояния

конст­

рукций с трещинаподобными дефектами на сегодня еще да­ леко

не

решена

как

в

теоретическом,

так

и

в

инженерном

плане.

На современном этапе интенсивно развивается новое на­

-

правление в науке о прочности материала и конструкций это

механика

разрушения,

рассматривающая

процессы

за­

рождения, подрастания и распространения трещины в конст­

рукции.

Получили существенное

развиmе

представления

механизме разрушения материала, разработан

мощный

о

ма­

тематический аппарат мя описания напряженно-деформиро­ ванного состояния в вершине трещины. Широкое распрост­ ранение механика разрушения получила при

испытании

вы-

7

сокопрочных и малопластичных сталей. Для описания зако­

номерностей хрупкого разрупuения сталей низкой и средней прочности рекомендована целая и методов,

которые,

применения при

к

серия

сожалению,

производстве

различных

не

находят

критериев

достаточного

металлоконструкций,

в

том

числе и трубопроводов.

Сдерживающим фактором для широкого внедРения мето­ дов механики то,

что

разрупuения

в

инженерную практику является

полученные решения позволяют в основном

устанав­

ливать критериальные значения напряжений на момент воз­ никновения или подРастания трещины

и практически

отсут­

ствуют решения, позволяющие получать информацию о по­ следующем

скоростном

распространении

трещины

из-за

сложности описания физического процесса и недостаточнос­ ти

технических средств для экспериментального моделирова­

ния.

Поэтому авторы

данного

издания основное

внимание

уделили изучению и описанию процессов деформирования и разрушения газопроводов на принциле неразрывной и

тес­

ной взаимосвязи свойств материала, особенностей конструк­ ции и влияния условий нагружения. Сделана попытка

слож­

ные явления процесса разрупuения магистральных газопрово­

дов промоделировать в первом приближении при испытании

лабораторного

образца

и

получить параметры

разрупuения

материала с учетом кинетики деформирования и распростра­ нения трещины, запаса энергии упругой деформации в стен·

ке трубопровода, масштабного трубы),

пластических

эффекта

деформаций

·, напряженно-деформированного

(размеры образца,

в

зоне

состояния и

разрупuения,

дРугих

факто­

ров.

Предлагаемая книга не претендует на полное и завершен­ ное

изложение современного

прочности труб.

и

состояния

трещипостойкости

Делается

лишь

попытка

проблемы

сварных

проанализировать

типичныеинеординарные результаты

и

оценки

газопроводных наиболее

принципы,

которые

помогли бы пониманию сущности явлений разрушения свар· ных труб при их изготовлении и газопроводов при эксплу­

атации, и способствовали бы реализации практических путей повышения несущей способности данных сооружений.

Авторы надеются, что изложенный материал будет полезен для

научных

проблемами сварных

работников

обеспечения

конструкций,

а

и

специалистов,

оболочковых

также

и

аспирантам

старших курсов вузов нефrегазового профиля.

8

занимающихся

работоспособности

студентам

Глава 1 ОБОЛОЧКОВЫЕ КОНСТРУКЦИИ НЕФТЕГ АЗОВОГО КОМПЛЕКСА И ОСОБЕННОСТИ ИХ ЭКСПЛУАТАЦИИ

Нефтегазовый комплекс

представлен

практически

всеми

известными типами оболочковых конструкций от трубопро­ водов различного диаметра до менников,

оборудования типа теплооб­

реакторов и т.п.

Все оборудование и трубопроводы имеют соединения, вы­ полненные дуговой сваркой технологиями. Влияние собность

плавлением или

сварного

оболочковой

родственными

соединения на

конструкции

трудно

работоспо­

переоценить.

Вносимые термадеформационным циклом сварки изменения в структурно-фазовый состав свариваемого материала,

уро­

вень остаточных сварочных напряжений и деформаций, гете­ рогенность

зон

сварного

соединения

сопротивляемость стенки оболочковой

зачастую

определяют

конструкции

корро­

зионно-механическому разрушению.

Так как в рамках одной книги невозможно проанализиро­ вать условия работы всех имеющихся типов трубопроводов и

оборудования в

зависимости от

вида

транспортируемого

перерабатываемого продукта, его коррозионной цикличности нагружения,

температуры

и

т.д.,

то

и

активности, рассматри­

ваются типичные и работающие в наиболее жестких услови­ ях типы оболочковых конструкций, а именно газопроводы и

оборудование для подготовки и переработки нефти.

1.1.

ТРУБОПРОВОДЫ

МАfИСТРАЛЪНЫЕ ГАЗОПРОВОДЫ

При сооружении магистрального подземную,

полуподземную,

укладки (рис.

газопровода

наземную

и

применяют

надземную

схемы

1.1). 9

б

а

Рис. а

-

подземная, б

в

1.1. -

Схема укладки rаэопроводов:

полуподземная, в- наземная, г

-

надземная

Подземная схема укладки (рис. 1.1, а) является наиболее распространенной (98 % от общего объема сооружаемой ли­ нейной часm). Оrметка верхней образующей трубы распола­ гается ниже отметки дневной поверхности грунта.

Подземная схема укладки применима в любых страны. Такая схема экономически не выгодна для

районах следую­

щих участков: многолетнемерзлых грунтов, горных вырабо­

ток,

активных оползней,

горных рек с размываемыми рус­

лами и дР·

Прв полуподземвой схеме укладки

1.1,

(рис.

б)

нижняя

образующая трубы расположена ниже дневной поверхносm

-

грунта, а верхняя образующая трубы

Наземная схема укладки (рис. что

нижняя

образующая

трубы

1.1,

выше.

в) характеризуется тем,

имеет

отметку

на

уровне

дневной поверхносm грунта или выше (на грунтовой подуш­ ке). При наземной укладке газопровод обваловывается при­ возным или местным грунтом.

Надземная схема укладки (рис. что

трубопровод

1.1, z)

укладывается

на

характеризуется тем, специальные

опоры

(металлические или бетонные). Применение полуподземной и наземной схем укладки бо­ лее ограниЧено, чем подземной. Применять эти схемы уклад­ ки нецелесообразно в густонаселенных районах и на сель­ скохозяйственных угодьях. Наземную и полуподземную схе­ мы укладки применяют в сильно обводненных и заболочен­ ных районах. Наземная схема укладки позволяет избежать дорогостоящей балластировки труб. Учитывая, что основным видом прокладки магистральных

газопроводов является подземная схема, в рамках настоящей книги основное внимание уделили именно данным газопрово­ дам.

Газопроводы в зависимосm от рабочего давления подраз­ деляют на два класса:

1 класс -

рабочее давление газа от

2,6

до

10 МПа

включи­

тельно;

2

класс

-

рабочее давление газа от

1,2

до

2,5 МПа

вклю­

чительно.

Газопроводы в зависимосm от диаметра и схемы укладки

классифицируют по категориям (табл. Оrдельные участки

газопроводов

1.1). подРазделяются на

три

категории.

К участкам газопроводов

1 категории

сложносm относятся

подводные и надводные переходы через реки, имеющие ши­

рину по зеркалу воды более

50 м,

болота, барханные неза-

11

Таблица

Диаметр газопровода

1.1

Наземная

Подземная

Надземная

укладка

укладка

укладка

IV III

IV III

IV III

Менее 1200 м 1200 мм и более

крепленные пески, отдельные уклоны крутизной более зо· и

протяженностью более

100 м,

К участкам газопроводов

вечномерзлые грунты.

II

категории сложности относят­

ся подводные и надводные переходы через реки шириной по

зеркалу воды до та

1

50 м,

закрепленные барханные пески, боло­

ТИПа, уклоны крутИЗНОЙ ДО

30•,

ПОДЗеМНЫе И ВОЗДушные

переходы через железные дороги, овраги и балки.

К участкам газопроводов ся участки, не вошедшие в

III

категории сложности относят­

1 и II

категории.

Трасса газопровода по сложности подразделяется на сле­ дующие типы:

Таблица

1.2

Некоторые cвeдeiDIJI о маrвсrралъвых газопроводах

N2

Параметр газопровода

п/п

1

Показатель

Начало строительства газопроводов диаметром:

менее 500 мм 520-820 мм 1020- 1220 мм 1420 мм

2 3

Общая протяженность Максимальная протяженность одной

4

Диаметр:

40-е годы 50-е годы бО-е годы 70-е годы Свыше 200 тыс. км 2-4 тыс. км

нитки

диапазон

5 б

средний диаметр Толщина стенки Максимальное рабочее давление: подземного

подводного

7

Класс прочности стали для диаметров: менее 500 мм 520-820 мм

1020-1220 1420 8 9

мм

мм

Температура эксплуатации Величина запасенной потенциальной энергии на 1 см длины газопровода

(1220х12 мм, Ро

= 55 кгс/см 2):

в сжатом газе

в стенке трубы

12

159-1420 1000 мм 6-30 мм

мм

75-84 кгс/см 2 250 кгс/см 2 КЗ8- К42 (Углеродистые) К42- К50 (Углеродистые, низколегированные) К48-К55 (Низколегированные) К52-К70 (Низколегированные) от 40 до минус бО ·с

t,SxtOS Д;1к бх10 5 Д;1к

трасса особой сложиости - на общей длине трассы бо­ лее 5О % участков 1 и 11 категорий сложности, в том числе не менее 30 % - I категории; трасса повышеивой сложиости

50 % участков I и 11 категорий нее 10% - I категории;

трасса вормальвой сложиости участков

I и II

-

15

при наличии от

до

сложности, в том числе не ме­

-

при наличии до

15%

категорий.

Некоторые данные о МЩ"Истралъных газопроводах, соору­ жаемых и эксплуатируемых в нашей стране, представлены в

табл.

1.2. РАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНЫЕ fАЗОПРОВОДЫ

По

функциональному назначению распределительные га­

зопроводы входят в систему газоснабжения мя подачи газа к различным потребителям (промышленные объекты,

населен­

ные пункты и др.). Распределительные газопроводы классифицируются: по виду транспортируемого газа (природный попутный из

нефти, сжиженный, искусственный и смешанный);

по давлению (низкого высокого - б -16 кгс/см2 );

0,05 кгс/см2 , среднего 3 кгс/см 2 ,

по местоположению (nодземные, наземные, надземные);

по расnоложению в жилых и nромышленных объектах (наружные, внутренние, межnоселковые); по геолого-климатическим условиям (нормальные и особые). Нормальные условия эксплуатации: расчетная темnература наружного воздуха не ниже

40

минус

·с;

отсутствует сейсмическое воздействие в на территории нет набухающих,

1

баллов и выше;

nросадочных,

·

насыnных

грунтов и нет горных выработок.

Особые условия: расчетная температура наружного воздуха минус 45 ·с и ниже;

сейсмичность районы

с

1

баллов и более;

пучинистыми,

просадочными

и

насыпными

грунтами.

Таким образом,

несмотря на относительно невысокие ра­

бочие давления распределительные системы, экстремальных условиях,

относятся к

работающие в

высокоответственным

инженерным сооружениям. Они nрокладываются рядом с жилыми зданиями и сооружениями,

внутри

и

пересекаются с

13

различными коммуникациями,

что

обусловливает

повышен­

ные требования к исключению возможности их разрушения и

утечки

газа

и,

как

следствие,

предотвращению

взрывов,

которые могут привести к человеческим жертвам.

Общая протяженность распределительных газопроводов превышает 240 тыс. км, основную массу которых (более 90 % по длине) сосrавляют газопроводы малого и среднего диамет­ ров

(12! 10+426 мм). Применяются бесшовные и в основном 90 %) трубы из углеродисrых сталей (за ред­

сварные (более

ким исключением

-

низколегированные сrали).

Согласно государственной программе к

году планиру­

2005

ется полностью газифицировать населенные пункты по всей

территории Российской Федерации. Поэтому проблема обес­ печения надежности и безопасности распределительных газо­

проводов будет постоянно усложняться. По конструктивному исполнению газопроводы, щие

под

сосудам,

внутренним в которых,

давлением,

как

относятся

известно,

к

работаю­

тонкостенным

существует следующая за­

висимость между напряжениями и давлением р:

Оок где оок и

опр

= pR/S, Опр = pR/25,

соответственно

-

дольных напряжений;

Sи R -

величины

(1.1) окружных

и

про­

текущие значения толщины и

радиуса трубы.

Кроме того, действуюr еще радиальные (по толщине) на­

пряжения. Однако для тонкостенных трубопроводов величи­

ны радиальных напряжений намного меньше CJ0 .. и

опр·

На

внутренней поверхности стенки радиальные напряжения, как

правило, не превышают верхности точности

они

равны

можно

не

от

2-3%

нулю.

а на наружной по­

CJ0 .. ,

Поэтому без

учитывать

величину

особого

ущерба

радиальных

напря­

жений и проводить расчет труб применительно к условиям двухосного напряженного сосrояния.

Рассмотренное напряженное состояние свойственно газо­ проводам

надземной прокладки

(при

наличии

ров). Вместе с тем, как отмечено выше,

компенсато­

большинсrво газо­

проводов прокладываются непосредственно в грунте. В этом случае напряженное сосrояние может существенно отличать­

ся от рассмотренного. Причинами этого грунта на трубопровод и защемление

являются давление

газопровода

грунтом.

Наибольшее воздействие на напряженное состояние оказыва­

ет защемление трубопровода. Согласно данным работы интенсивность защемления может составить

несколько

[62) тонн

на квадратный метр поверхности трубопровода. В этих усло-

14

виях осевые перемещения трубопровода относительно грунта

исключаются и в данном случае металл труб работает в усло­

виях плоской деформации. В

результате

продольные

напряжения

при

нагружении

трубопровода внутренним давлением равны

(1.2) где

коэффициент Пуассона, равный

/l -

0,3

в упругой и

0,5

в

пластической стадии работы металла.

При перемещении грунта и

перепаде температур стенки

напряженное состояние в трубопроводе может отличаться от характеризуемого уравнением

(1.2).

При изменении температуры на ~!..Т осевые напряжения в уп­

ругой области работы трубопровода изменяются на величину

± l!..a = где ат

'---

атЕI!..Т,

[5)

(1.3)

коэффициент линейного расширения; Е

-

модуль

нормальной упругости.

Знак плюс соответствует понижению, а минус

-

повыше­

нию температуры.

При

перемещении грунта условия

могут резко

изменяться и

привести

к

работы

трубопровода

поперечному разрыву

от растягивающих напряжений или к потере устойчивости с образованием гофр от сжатия. Газопроводы в зависимости от схемы прокладки эксплуа­

тируются при различных температурах от 40 ·с до минус 60 ·с (климатические температуры). Если для газопроводов подземной прокладки колебания температуры незначительны и

составляют

±10 ·с (54),

то

разница

между температурой

засыпки и рабочей на отдельных участках трубопровода мо­

жет достигать

60 ·с.

Вполне естественно, что эти факты не­

обходимо учитывать при анализе работы трубопровода. Действующие

30

газопроводы

эксплуатируются

в

течение

лет и более. При этом металл труб постоянно работает в

условиях двухосного

напряженного состояния и не

исключа­

ется воздействие малоцикловых нагрузок с различной вели­ чиной перепада. В этих условиях, как будет показано в сле­ дующих разделах,

происходит

снижение пластических и вяз­

костных свойств металла и сварного соединения.

Магистральные газопроводы аккумулируют большое коли­ чество упругой энергии сжатого газа (см. табл. 1.2), вследст­ вие чего могут возникать протяженные разрушения.

Практически все трубопроводы имеют ту или иную сте­

пень овальности. При нагружении такого трубопровода уже

15

Таблица

1.3

ПеречеВit сварных труб и их техиичеСIUiе характеристики

Стандарт 1У

струкция

Класси-

Толщина

Кон-

Диаметр

трубы

фикация

стенки,

стали,

мм

гост

Класс прочности

' Прямо-

гост

10705

гр в

8-162:1

08-21

гост гост

гост

10704 гост

Прямо-

20295

шовная,

Углеродис-

КЗО-К42

тая

шовная

159-820

3-12

380 1050

Уrлеродис-

КЗ4-Кб0

тая

но-шов-

гост гост

ная

Ниэколе-

спираль-

380 1050

rирован-

ная ГОСТ

19281 гост

Прямо-

3262

шовная

гост гр в

Спираль-

8696

10,2-165

1,8-5,5

Уrлеродис-

КЗО-К38

стая

гост гост

159-142:1

3,5-14

380 1050

Углеродис-

но-шов-

тая

ная

гост

КЗ2-КЗ8

380

Ниэколегирован-

ная ГОСТ

19281 14-31399-95

1У

14-3943-00

1У

Прямо-

219-426

4,8-10

КЗ2-КЗ6

стая

шовная

Прямо-

Уrлеродис-

гост гост

219-530

4,5-6

380 1050

Углеродис-

КЗ4-КЗб

тая

шовная

ГОСТ.380 гост 1050 Ниэколегирован-

ная ГОСТ

19281 1У 14-ЗР-

Прямо-

13-95

шовная

14-31752-90

шовная

ТУ

14-31948-94

1У

16

Прямо-

Прямошовная

20-159

2-4

Уrлеродис-

К32-КЗб

стая

гост гост

219-426

6-10

380 1050

Углеродис-

КЗ2-КЗб

стая

гост

159-426

4-10

1050

Углеродисстая

гост гост

380 1050

КЗ2-КЗб

ДIUI маrистралъиых и распределителъных газопроводов

Рабочие параметры газопровода распределительного

ДИаметр, мм

магистрального

Макси-

Расчетная

мальное

темпера-

рабочее

тура

эк-

Диаметр, мм

Макси-

Расчетная

мальное

темпера-

рабочее

тура эк-

давление,

сплуата-

давление,

сплуата-

М Па

ции, ·с

М Па

ции, ·с

10-5:Ю

0,005-1,6

-60

57-159

32

-:ю

159-820

0,005-1,6

-60

159-426

32

-:ю

21,3-114

0,005

-40

-

-

-

159-7:Ю

1,6

-40

-

-

-

219-426

1,6

-60

219-426

32

-:ю

219-S:Ю

1,6

-60

-

-

-

20-159

1,6

-60

-

-

-

-

-

-

219-426

32

-:ю

-

-

-

159-4:1)

32

-:ю

17

Проgолжение табл.

Стандарт

ТУ

ТУ

14-31471-81

Толщина

Конструкция

Диаметр

трубы

Прямо-

стенки,

мм

159-530

4-7

Классификация стали,

гост

Низколе-

1.3

Класс прочнос-

ти

К52

гирован-

шовная

пая

09Г2СФ 08ГБЮТ ТУ

14-31433-86

ТУ

14-3311-81 ТУ 14-31512-81 ТУ 14-31464-81 ТУ 14-31450-87 ТУ 14-31364-85

Прямо-

57-159

4-8

Углеродис-

К32-К56

шовная

стая

Прямо-

гост 1050 08Г2ФБТ

К65

10Г2Т

КбО

гост

1420

14,5

1420

15,7

380

шовная

Прямо-

10Г2БТ

шовная

Прямо-

IОГ2ФБ

КбО

18,1

Х10

КбО

1420

15,1

10Г2БТ 17ГIС-У

К65

1420

16,8-18,7

09Г2ФБ Х70

К56 КбО

720-1220

8-14

-

К52-Кб0

1220

13,8-16,5

09Г2ФБ

1220-1420

18,1

1220-1420

шовная

Прямошовная

Спирально-шовная

ТУ

14-3' 1363-85

Спирально-шовная

1104138100357-02-96 "ГУ 14-31873-92

Спираль-

ТУ 14-3Р-

Прямо-

03-92 ТУ 14-31698-90 ТУ 14-31467-87

шовная

ТУ

но-шов-

ная

Прямошовная

ПрямоПрямоПрямошовная

18

1020-1220

10.8-15,7

1220

12-14,1

530-1220

7-16

530-1020

1-'JJ.

1020, 1220

10-11,2

530-1020

7,1-16

530-820

7-12

шовная

04-94 ТУ 14-31573-96 14-31549-88 ТУ 14-301-93 ТУ 14-31270-84

9-16

шовная

ТУ 14-3Р-

ТУ

530-1220

Прямошовная

Прямошовная

Прямошовная

Прямошовная

09Г2БТ 08ГБЮ 09ГБЮ 13ГlС-У

К58 К52-К56 К55

08Г2Т-У 13ГIС-У 12ГСБ

К52-Кб0

17ГС 17ПС 13Г2АФ 08Г2Т 08Г2Т-У

К50-Кб0

-

КбО

17ГС 17ГIС 08ГБЮТ

К52-К54

К52-К56

КбО

Рабочие параметры газопровода магистрального

распределительного

Диаметр, мм

Макси-

Расчетная

мальное

темпера-

рабочее

тура

эк-

давление,

сплуата-

Диаметр, мм

Макси-

Расчетная

мальное

темпера-

рабочее

тура

эк-

давление,

сплуата-

М Па

ции, ·с

МПа

ЦИИ, 'С

-

-

-

159-426

32

-.ю

-

-

-

57-159

32

-.ю

-

-

-

14W

10

-15

-

-

-

14W

10

-15

-

-

1220-1420

10

-15

-

1220-1420

10

-15

-

-

-

14W

10

о

-

-

-

14W

10

-15

-

-

-

7W-1220

10

-15

-

-

-

1220

10

-15

-

-

-

530-1220

10

-20

-

-

lOW-1220

10

-15

-

1220

10

-15

-

530-1220

10

-20

-

-

-

530-1020

100

-20

-

-

-

10W-1220

10

-20

-

-

-

530-1020

10

-.ю

-

-

-

10

-20

-

530-820

19

при малых давлениях в отдельных зонах

гают предела текучести характерно

наличие

(62].

напряжения дости­

Кроме того, для сварных труб

остаточных

напряжений

величиной

до

0,5от и более, которые в упругой области работы газопрово­ да суммируются с рабочими, и состояние текучести труб до­ стигается при малых значениях эксплуатационной нагрузки.

В этом случае возникает ситуация, когда метод расчета по состоянию текучести встуnает в противоречие с практикой.

Согласно этому методу требовалось прекращение эксплуата­ ции газопровода несмотря на безаварийность эксплуатации в течение многих лет.

Газопроводы работают в условиях сложного напряженно­ деформированного состояния с изменением в широких пре­ делах отношения главных напряжений и температур. В боль­ шинстве

случаев

напряженно-деформированное

состояние

труб соответствует плоской деформации (осевая деформация

равна нулю). При длительной эксплуатации материал газопро­ водов в результате деформационного старения снижает плас­ тические и вязкостные свойства, т.е. снижается сопротивляе­ мость разрушению.

Действующие газопроводы не прекращают работу даже с наступлением

локальных

развитых

пластических

деформа­

ций. Препятствием для эксплуатации газопровода является обнаружение критического дефекта, нарушение герметичнос­ ти или авария с выходом объекта из рабочего состояния. Сварные трубы и сооружаемые из них газопроводы, при­ пятые в качестве основного объекта исследования, изготавли­

ваются диаметром от до

32 мм

ется

(табл.

листовая

1.3). или

8

до

1420 мм,

с толщиной стенки от

0,8

/1,ля изготовления сварных труб применя­ рулонная

углеродистая

или

низколегиро­

ванная сталь классом прочности от КЗО до К70. По конструктивному исполнению сварные трубы бывают прямошовные с одним или двумя продольными швами

и

спи­

ральношовные.

Сварные трубы малого (до 114 мм) и среднего (до 426 мм) основном контактным способом токами высокой частоты. Кроме того, применяют печную диаметров свариваются в

сварку,

аргонадуговую и дРугие способы.

среднего диаметров

изготовляют

на

Трубы

малого и

непрерывных

агрегатах,

работающих по "бесконечной" схеме формовки и сварки, с

использованием рулонного штрипса из углеродистой и низ­ колегированной стали классом прочности от КЗО до К50. Данные трубы поставляются в термаобработанном и нетер­

мообработанном состоянии. Наружный грат, возникающий в

28

процессе сварки, удаляется. Внутренний грат в большинстве

случаев не удаляется. По требованию потребителей внутрен­

ний грат может быть удален. Контактной сваркой изготавли­ вают прямошовные и спиральношовные трубы.

Сварные трубы большого диаметра от ривают автоматической

530

до

1420 мм

электродуговой сваркой

под

сва­

слоем

флюса. Прямошовные трубы изготавливают из листовой ста­ ли

путем холодной

формовки

на

прессах

с

последующей

сваркой и калибровкой для обеспечения требований по гео­ метрическим параметрам. Трубы диаметром ривают с одним продольным швом,

тров,

как правило, с двумя

530- 820 мм

сва­

а трубы больших диаме­

продольными

швами.

Усиление

наружного и внутреннего швов не удаляется.

Спиральношовные

трубы

большого

диаметра

изготавли­

вают из рулонной горячекатапой ленты, а также из листовой стали. Сваривают данные трубы двухсторонним швом. После сварки трубы могуг подвергаться объемной термообработке. Такой способ позволяет сваривать трубы различных диамет­

ров из одной и той же заготовки. Сварной шов расположен под углом к направлению окружных напряжений, т.е. он ра­ ботает в более благоприятных условиях, чем сварное соеди­

нение в прямошовных трубах.

Эти трубы не

подвергаются

экспандированию, что благоприятно сказывается на сохране­

нии механических свойств.

1.2.

ОБОРУДОВАНИЕ

Основными факторами, интенсифицирующими поврежде­ ния оборудования для подготовки и переработки нефти, яв­ ляются высокая коррозионная активность рабочих сред, на­ пряженность

материала

и

нестационарность

нагружения.

Агрессивное воздействие рабочих сред обусловлено обвод­ иениостью нефти, наличием в ней кислых компонентов, сер­ нистых

и

хлористых

соединений,

а также

применением в

процессах подготовки и переработки коррозионно-активных реагентов. Наиболее интенсивному коррозионному разруше­ нию подвержено оборудование,

испытывающее одновремен­

ное или последовательное воздействие нескольких коррази­

онно-активных сред, например, торы,

теплообменники,

конденса­

реакторы и др.

В процессах подготовки неqли эмульгирования минерали­ зованная пластовая

вода

и

сернистые

соединения

вызывают

коррозионные разрушения установок стабилизации, обессо-

21

ливания и обезвоживания нефти. Коррозионную активность перерабатываемой нефти определяют сернистые соединения и вода. В результате расщепления хлористого магния, содер­ жащегося в пластовой воде, образуется хлористый вызывающий интенсивную коррозию (теплообменники, электрогидраторы, ники, колонные аппараты и др.) перегонки нефти

сепараторы,

[157].

коррозионному

водород,

установок АТ и

АВТ

холодиль­

В процессах прямой

разрушению

подвержены

верхняя часть аппаратуры под действием второй фазы водно­ го конденсата с растворенными в ней хлористым водородом

и сероводородом

(156, 157].

Значительно усиливаются процес­

(157].

сы коррозии при введении в сырье водяного пара

Со­

держание в нефтях нафтеновых кислот способствует корро­ зии

песчаных

труб

при

= 350 •с. Защита от

температуре

коррозии

t, =

эксплуатации

осуществляется

снижением

содержания воды и солей, применением ингибиторов корро­ зии, выбором антикоррозионных режимов подготовки и пе­

реработки, соответствующим выбором коррознонпо-стойких материалов.

Термедеструктивные процессы вследствие дополнительно­ го расщепления при высоких температурах

(t,

< 620 ·с)

по­

вышают степень агрессивного воздействия продуктов. Интен­ сивному

трубы

коррозионному

(157].

износу

подвергаются

крекинговые

В качестве металла этих труб часто используют

жаропрочные среднелегированные стали типа 15Х5М. Агрессивными комnонентами продуктов термекаталитиче­

ских процессов являются сероводород,

хлористый

водород,

вода и другие, образуемые в результате каталитической дест­ рукции марки

(4, 156, 157]. стали,

Они

способствуют,

коррозионному

в

зависимости

растрескиванию,

от

водородному

охрупчиванию, обезуглероживанию и др. Газефракционирующие установки (абсорберы,

печи,

теплообменники,

трубчатые

подогреватели-кипятильники

и

др.)

подвергаются коррозионному расслоению металла вследствие

паводероживающего действия дренажных

сероводород

(157].

вод,

содержащих

Противокоррозионная защита предполага­

ет этаноламиновую очистку газа от

сероводорода,

соответст­

вующий выбор марок сталей, применение биметаллов и ста­ лей с защитными nокрытиями. При очистке масляного сырья избирательными раствори­ телями

возникает

коррозия

металлов

в

водно-крезольных

смесях с восстановлением растворенного кислорода Коррозионную активность проявляют водный раствор фурола, карбамидные среды и др.

22

(157]. фур­

Решение ряда экологических проблем связано с усилением агрессивного действия сред. Например, с внедрением системы оборотного водоснабжения отмечается интенсификация кор­ розионных разрушений оборудования конденсации и охлаж­

дения (157). Отмеченные коррозионно-активные компоненты перера­ батываемой нефти способны вызывать практически все виды коррозионных

разрушений: общую и локализованную кор­

розию, коррозионное растрескивание и др.

Эксплуатационные

повреждения

разделяют на три группы щин;

2)

(63]: 1)

оборудования

условно

инициация неглубоких тре­

образование трещин с нарушением герметичности;

3)

хрупкое разрушение. Первые два типа повреждений обычно инициируются

при

наличии

концентраторов

напряжений

в

материале и нестационарном нагружении. Хрупкое разруше­ ние реализуется, как правило, в условиях высокой стеснен­ ности деформаций, наличии трехосных остаточных напряже­

ний и при низких температурах, способствующих охрупчи­

ванию материала. Повреждения, вызываемые действием кор­ розионных

сред

и

нестационарностью

нагружения,

принято

связывать с коррозионно-механической усталостью. Корро­ зионно-усталостные трещины иногда nриводят к

весьма nро­

тяженным разрушениям. Наиболее вероятно инициирование коррозионно-усталостных трещин в области сварных соеди­

нений в силу их структурно-механической и электрохимиче­ ской неоднородности, наличия трещинаподобных дефектов, сварочных напряжений и др. Особо

опасным

видом

коррозионно-механического

раз­

рушения является коррозионное растрескивание, реализуемое в растворах сероводорода,

кислот,

аммиака,

цианистого

во­

дорода, щелочей, двуокиси углерода, хлоридов, а также в га­

зообразном водороде и других средах ного

растрескивания характерно

.ДЛЯ коррозион­

[157] .

отсутствие

заметных

мик­

ропластических деформаций в изломах, что свидетельствует о

высокоскоростном

характере

(лавинном)

распространения

разрушения.

В связи с этим к конструированию и изготовлению обору­ дования в условиях опасности коррозионного растрескивания

предъявляются особые требования (156, 138]. Все они сводят­ ся к тому, чтобы максимально снизить уровень номинальной и локальной наnряженности материала, остаточные наnряже­ ния в сварных соединениях, концентрацию водорода в них и

др. Это обеспечивается созданием плавных сопряжений раз­ личных конструктивных элементов, отверстий мя выхода 23

сероводорода в них, применением рациональной технологии

сварки, термической обработки и др. Кроме того, регламен­

тируются более жесткие требования к контролю качества, в частности,

продольные

и

кольцевые

сварные

швы

подлежат

100%-ному УЗД-контролю до и после проведения термичес­ кой обработки. РТМ 26-02-63-83 регламентирует также про­ ведение коррознонпо-механических испытаний круглых об­

разцов в насыщенном растворе

жении 0,8ат в течение стали

такой

примимается

выдержки

480 ч.

H 2S

относительное

образцов

(рН около

4)

при напря­

За' критерий оценки

в

удлинение,

коррозионной

качества

которое

среде

после

должно

быть не ниже нормативного значения.

В качестве материала корпусов сосудов, аппаратов и тех­ нологических

блоков

установок

подготовки

и

переработки

нефти и газа, содержащих сероводород, рекомендуется сталь

20ЮЧ (ТУ

14-1-3333-82).

Таким образом,

дами предупреждения коррозионного

основными мето­

(сульфидного) растрес­

кивания являются ограничение уровня номинальной и локаль­ ной напряженности металла и соответствующий выбор марки материала для

изготовления

и

режимов

термической

обра­

ботки. Коррозионное растрескивание в общем числе зарегистри­

рованных случаев разрушения занимает ощутимую долю.

В

частности, по данным двухгодичных исследований поломок оборудования

"Дю

понткомпани"

около

22%

разрушений

вызвано коррозионным растрескиванием.

Коррозионному растрескиванию подвержены трубопрово­ ды и аппаратура подготовки

держащих продуктов

и переработки сероводородсо­

(40, 157].

коррознонпо-механических

На рис.

1.2

разрушений

показан характер конструктивных

элементов, вызванных "сульфидным" растрескиванием. В ус­ ловиях

действия

сероводородсодержащих

сред

возникают

практически все основные виды разрушений локализованной (язвенная, точечная и коррозионное растрескивание) и общей

(равномерная и неравномерная) коррозии

[40].

Коррозионное растрескивание реализуется как при стати­

ческом, так и при циклическом нагружениях. Отметим, что растрескивание

напряжений

-

возможно

это

и

при

отсутствии

механических

межкристаллитпая коррозия

нержавеющих сталей и сплавов

[26, 36].

некоторых

Естественно,

меж­

кристаллитпая коррозия усиливается при наложении внешних силовых нагрузок.

В зависимости от механизма коррозионного растрескива­ ния разрушения следует разделять на вызванные в результате

24

Рве.

1.2.

Разрушено в сероводородсодержащих средах

охрупчивания (адсорбционного или водородного)

и механо­

химического растворения. Такое разделение носит несколько условный характер, поскольку чаще всего коррозионное рас­ трескивание

реализуется

в

силу

одновременного

проявления

всех механизмов (охрупчивания и растворения). Тем не менее оно полезно при разработке расчетных методов оценки эф­

фектов коррозионного растрескивания. Приложение механических напряжений приводит к нару­ шению

равновесия

сил

сопротивления

растяжению

и

оттал­

кивания электронных оболочек, способствующему появлению избыточного давления, которое стремится вернуrь тело в ис­ ходное медеформированное состояние с модинамическим

nотенциалом.

Другими

минимальным тер­ словами,

внеп.mяя

нагрузка nонижает термодинамическую устойчивость металла, что сnособствует интенсифицированию процессов взаимо­

действия металла с окружающей средой. Чем выше стеnень приложеиных напряжений, тем меньше работа выхода ионов из решетки и больше скорость коррозионного

nроникнове­

ния. Локальный химический nотенциал в точке кристалличе­

ского тела оnределяется величиной шарового тензора

crcp [42).

Другим не менее важным выводом теории мехалохимии яв­ ляется

независимость

формированного

химического

металла

от

знака

потенциала

атомов

приложеиных

де­

напряже­

ний. Анодный ток растворения эксnоненциально увеличивается

с ростом абсолютного гидростатического давления дой фазе

flp в твер­

[42): 25

. 1= z

6.pV

ехр--

а

RT

.

-z

(1.4)

"'

где ia анодный ток недеформированного металла; тодный ток; V - мольный объем металла; R и Т -

ка­ универ­

i" -

сальная газовая постоянная и абсолютная температура. При­

чем, катодный ток не зависит от степени напряженности ме­ талла.

Влияние напряженного состояния на коррозионное пора­ жение металла в лабораторных и реальных условиях эксплуа­ тации оборудования в различных средах отражено на рис.

1.3. Таким образом,

существующие методы расчета на проч­

ность в основном отражают напряженное состояние от дей­ ствия

продольных

сил,

градиента

температуры,

гибные напряжения учитываются при

местные

из­

выполнении повероч-

vjv0

v/v0 1,45 1,4 1,35 1,34-----~------~----~~--~D

20 11S,

40

60

Т, "С

80

о

500

1000

мм

3,0

2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 4 8 /216 20 24 't,

ГОДЫ

Рис. J.З. BЛИJIRJie напр.IIЖевий на коррозионное поражение металла образцов и нeфnmwx резервуаров:

сталь "Д" в углекислотной среде (2ЗЗJ; 2 канатная сталь в 3%-ном NaCI (295J; 3 - резервуар нефти (75J; 4 - резервуар бензина (75J; 5 - ре­

1 -

зервуар дизельного топлива

(75J; v

и ненапряженного металла;

и

v0

6.5 -

-

скорость коррозии напряженного

изменение толщины стенки

НЬIХ расчетов и не могут

служить основанием мя увеличения

толщины стенок. Снижение пряжений

должно

конструирования,

эффектов дополнительных на­

производиться применением

методами

рационального

компенсирующих

продоль­

ные напряжения устройств, усилительных элементов и др. Коррозионная среда учитывается введением надбавки на коррозионное проникновение и коэффициента уровня допу­ скаемых напряжений. Надбавка на коррозионное проникно­ вение устанавливается

без

учета влияния механических

на­

пряжений на коррозионные процессы в металле. Некоторые среды вызывают сильные изменения пластиче­

ских характеристик металла. В качестве примера на рис.

1.4

представлены результаты механических испытаний образцов

из низкоуrлеродистой

(20 ЮЧ)

и низколегированной

(16 ГС)

сталей после выдержки в насыщенном растворе сероводоро­

да. Огмечается существенное снижение механических харак­

теристик образцов после выдержки их в коррозионной сре­

де, в особенности, относительного удлинения о и сужения Эти данные свидетельствуют о том,

V·

что при оценке пределъ-

б,%

Ч',%

30 55

15 20

45

15 35 10 25

2

5

15+---~т-----r---~~ ч

о

Рве.

140

480

t,.,

1.4. СIОIЖевве алаСТIIЧВОСТВ

о

240

480

t,., ч

сталей после вwдep1КIUI вх в растворе се­

роводорода:

1 (сталь 20 ЮЧ}, 2 (сталь 16 ГС} - термичес~tое упрочнение; 3 20 ЮЧ), 4 (сталь tб ГС) - отжиr

(сталь

ной пластичности металла, кроме напряженного состояния необходимо учитывать охрупчивающее воздействие среды. Влияние среды на пластичность металла предложено оцени­

вать коэффициентом

k..c

(k"c = 'I'"J'I'), где 'l'"c -

относитель­

ное ~ение образца nри исnытаниях в коррозионной сре­ де). Тогда:

- k Jtc k ,Епр. (О)

(1.5)

Е;пр -

Подставляя значение Епр• nолученное по формуле

(1.5),

в

уравнение усталости, получим

Еа

=

0,25~k"ck,e)~P + ~.

(1.6)

Е

При кратковременном растяжении до разрушения в кор­ розионной среде (наnример, в растворах хлористого натрия) многие стали nрактически не изменяют

своих

механических

характеристик, хотя кривые малоцикловой усталости

NJ.T

ниже таковых,

полученных при

испытаниях

на

npoxo-

воздухе.

Механические исnытания трубных сталей после длительной эксплуатации их

в пластовых

водах

механические характеристики дает основание

полагать,

что

показали,

что

основные

металла не ухудшились.

в

этих

средах

не

имеет

Это

место

коррозионное охрупчивание. Следовательно, падение долго­ вечности

в таких

коррозионных

средах

следует

связывать

с

кинетикой коррозионного растворения металла. Если в каче­ стве

критерия

циклов до

малоцикловой

прочности

инициации трещин,

охрупчивание металла,

отличаться от

то

кривые

таковых

nринимать

в средах,

усталости

на воздухе.

не

не

число

вызывающих

должны

сильно

Влияние среды должно

более заметно сказываться на долговечности на стадии рас­

пространения трещин

(65).

При наличии справочных данных по соnротивлению стали

многоцикловой усталости целесообразно построение кривой малоцикловой долговечности по следующей методике. А;1я данной стали устанавливают предел ограниченной выносливо­

сти о_ 1 на базе

N6 (N6 = Hf),

например, основываясь на по­

пятни эффективного коэффициента концентрации напряже­

ний

k, =

0

~~ = 1 - q(, So

где

R0 , S0 , 10

ров; е

-

-

начальные значения геометрических парамет­

основание натуральных логарифмов.

После подстановки

(2.8)

в

(2.6)

(2.7)

и

получаем

(2.9) (2.10) Интенсивность напряжений мя двухосного напряженного состояния, как известно, равна

=

о ,

/'о-~---~----IJIIUI

к..

~5~----~------~----~~--~~ о

0,25

0,5

0,75

ренцированию исходной диаграммы деформации. Он вполне приемлем даже при

анализе материалов с

"неправильными"

(перегибы на стадии уnрочнения) диаграммами, которые, как известно, могут иметь материалы,

деформируемые при низ­

кой температуре и высокой скорости деформации.

2.2.

НЕСУЩАЯ СПОСОБНОСТЬ ТРУБ

Проведенный выше анализ пластической устойчивости по­ казал,

что при нагружении

трубы

внутренним давлением

осевой силой в пределах О~ К0 ~

с

критическая деформа­

1,0

ция, соответствующая максимальному давлению,

имеет гораз­

до меньшие значения, нежели деформация к моменту обра­

зования ние

-

шейки.

Отсюда

следует,

что

зависимость

деформация" изменяется по сложной кривой,

"давле­ имею­

щей максимум. Величиной максимального давления Pmax и бу­ дем характеризовать несущую споеобиость труб.

Максимальное давление не следует отождествлять (как это часто бывает на практике) с разрушающим давлением Рраэр· При наступлении Pmax дальнейший рост напряжений в стенке трубы происходит за счет уменьшения толщины стенки и увеличения диаметра трубы. Давление при этом снижается до тех пор,

пока не произойдет

разрушающего давления

не

разрушение трубы.

имеет

серьезного

Величина

практического

значения в прочностных расчетах и потому в настоящей ра­ боте не рассматривается.

Перед тем, как перейти к рассмотрению методов опреде­ ления

Pmax•

условимся

разделять

их

по

степени

точности

на

уточненный и приближенный. Такое' разделение обусловлива­ ется желанием иметь, ность, а с другой метода

в

каждом

-

с

одной

стороны,

повышенную точ­

простоту метода. Выбор того или иного

конкретном

случае

определяется

содержа­

нием решаемой задачи.

Например, в процессе выбора марки стали для производ­ ства труб

предпочтение,

естественно,

должно

быть

отдано

самому точному методу. В этом случае затраты на производ­ ство расчетов, какими бы сложными они не были, окуnятся,

поскольку экономический эффект от снижения расхода ста­ ли даже на

1 % исчисляется

миллионами рублей.

Другое дело, если расчеты используются для оценки влия­ ния отдельных технологических параметров на несущую спо­

собность труб. Не всегда четкая определенность этих параме­ тров, а также трудность их учета могут привести к неоправ-

48

данному

усложнению

расчетов

при

ведении

последних

по

строгой схеме. Тем более, что окончательное решение в по· добных случаях зачастую принимается компромиссно

-

с

учетом возможностей технологии.

Для нахождения Pmax воспользуемся зависимостыо (2.9). При этом выразим величину е 3 через Е;. Последнее можно сделать, решая совместно уравнения (2.23), (2.24) и (2.25):

(2.40) Знак минус перед корнем в данном случае принят потому, что при двухосном растяжении с ростом €; толщина стенки

S

уменьшается.

Подставляя

(2.40)

(2.9)

в

с учетом

(2.12)

и

(2.26),

после пре·

образований получаем

р =:. _ _ _.....;:S.J!.oa-=-'''-.- - - -

(2.41)

Зt;

Используя степенную аппроксимацию О;(Е;)

и

соответствующее

(2.27),

учитывая

(2.21)

и

этой

(2.22),

(2.20)

зависимости

аппроксимации

выражение

можно получить приближенную

формулу для определения максимального давления ~

tp

~ (1-К +К2) 2. р max =овSо RоЗ о о ( ) Выражение

(2.42)

выгодно отличается от соотношения

(2.42) (2.1).

Оно учитывает влияние напряженного состояния и изменения

геометрических параметров трубы на несущую способность. Приближенность полученного выражения обусловлена Д11Я изотропного материала лишь влиянием поrрешностей, свя­ занных со степенной аппроксимацией зависимости О;(е;)· Для удобства сопоставимости полученной формулы рас­ смотрим отношение

Ртах= авSо ~ Pup

Ro

(

Графически выражение рис.

2.6.

3

tp )

(1-Ко +К~)

(2.43)

~ 2 •

(2.43)

для разных еР показано на

Видна существенная разница в сопоставляемых ме­

тодах. Причем отношение

pm4XIPup

в зависимости от пластич­

ности материала и условий наrружения может иметь значения

t'l

Рве. 2.6. fрефвкв взмe­ BeJDISI OТВOШeJDISI Пред­

Pmas/Pnp

ложеввоrо р"_ в сущест­

1,1

вующеrо

Р",.

методов

оцевкв весущей способ­ восrв труб в заввеимое­

1,0

тв

от

ВiШJИIЖеввоrо

co-

CТO!UIIUI к;,

0,9 0,8 0,7 о

0,25

0,5

0,75

как больше, так и меньше единицы. Для малопластичных ма­ териалов

существующий

метод

зачастую

дает

оценку несущей способности труб. С ростом материала, наоборот,

заниженную

пластичности

существующий метод завышает

ность и только при отдельных значениях Ер

проч­

Е~, зависящих

=

от К.,, сопоставляемые методы совпадают; К., можно найти из

(2.43)

при условии рП14Х/рпр =

1

(рис.

2.7):

Е'= ln(l-K., +К~) Р ln(l- К0 +К~)- 0,81 Подставляя в

(2.42)

значения К.,

=

(2.44)

0,5,

получаем формулу

для определения Pmax в трубе, нагруженной только внут­ ренним давлением, или в трубопроводе, защемленном грун­

[15)

том:

(2.45) Справедливости ради следует заметить, что формула (2.45) получена также и Б.А Щегловым (159]. Можно показать, что при О S К., S 1,0 и ЕР 1,0 формула


у­

гие параметры конструкции образца и схемы его наrруже­ ния.

Исследование процессе

деформированного

разрушения

осуществлялось

состояния методом

образца

в

делительных

251

сеток. Для этого на поверхность механически обработанного

шлифовкой образца наносили чертилкой до испытания дели­ тельные сетки. Базовый размер ячейки задавался в зависимо­

сти от габаритов образца равным

0,05

не превышала

2,5

и

5

мм. Глубина рисок

мм. Расстояние между рисками замеряли

на инструментальном микроскопе МИ-1 при 25-кратном уве­

личении с точностью до

0,01

мм. Замер деформаций по тол­

щине образца осуществляли микрометром с набором иголь­ чатых наконечников.

Наряду с этим напряженно-деформированное состояние в образце изучали с помощью обычных

метров с базой

20

механических тензо­

мм.

Исследования проводили •на низколегированной стали 17Г1 С, широко используемой для производства сварных труб большого диаметра. Образцы изготовляли из лис­ тов двух плавок, соответствующих верхнему (плавка А) и нижнему (плавка Б) пределам химического состава и механи­ ческим свойствам. Образцы вырезали из листов толщиной 12 мм в поперечном направлении относительно продольной оси.

Сертификатные данные, результаты контрольного анализа химического

состава и

механические

исследования листов приведены в табл.

свойства

взятых

NIЯ

4.1.

Распределение пластических деформаций для образцов (Н= 90 мм, t 12 мм, L 545 мм, Н = 70 мм, прессован­ ный надрез глубиной 5 мм), испытанных с разными значени-

=

=

Таблица

4.1

Химический состав и механические свойства стали 17ПС Источник

Химический состав

Плавка

данных

Сертифи кат

s

Ni

Cu

0,08

0,05

ОЩ

0,026

0,08

-

0,08

0.025

0,016

О ,(Л

0,06

0,08

ОД19

0.023

0,09

-

ОЩ

с

Mn

Si

0,20

1,42

0,46

0.032

0,014

0,20

1,48

0,52

0.026

0,16

1,28

0,49

0,17

1,24

0,47

р

Cr

А Контрольный анализ

Сертификат Б Контрольный анализ

252

ПроgоАЖение табл.

Источник

4.1

Механические свойства

Плавка

данных

от, Н/мм

о•• Н/мм

Б,%

KOU-40"

446 436

588 588

22,0 23.0

53,8 51,7

416 471>

583 588

23,5 26,5

53,0 42.0

387

377

524 528

28,5 29,0

89,0 93 103,0

377

529

30,0

84,2 90,0 98,0

Сертификат

А Конт-

рольный

Дж/см 2

анализ

Сертифи кат Б Контрольный анализ

ями

h,

ции

в

представлено на рис. направлении

4.5,

движения

где е 2 -

трещины

величина деформа­ и

Е3

-

то

же,

по

толщине образца. Деформации замеряли непосредственно у

кромки в месте разрушения образца.

Для образцов с

h

= 20

и

40

мм величина Е 2 на значитель­

ном участке в средней части их практически равна нулю (рис. 4.5, а). Одновременно наблюдается постоянство величины де­ формации Ез (рис.

4.5,

б). Попижеиные абсолютные значения

величины Ез и наличие величины ~ на участках,

прилегающих

к надрезу и тыльной грани образца, объясняются проявлени­ ем краевых эффектов.

По мере смещения отверстий в головках к тыльной грани образца ваться

усилий.

(h

=

О и

влияние

В этом

h

=

10

мм) начинает существеннее сказы­

изгибающего

по

момента,

мере

чем

растягивающих

трещины к тыльной грани, начиная примерно с середины высоты образ­ ца, наблюдается уменьшение абсолютных значений Е 3 • А при расположении отверстий в головках ниже тыльной грани

(h = -50

случае

приближения

мм) влияние изгибающего момента становится на­

столько значительным, что появляются пластические дефор­ мации сжатия (положительные значения~ и Е3 ). Итак, по совокупности полученных результатов наиболее полно отвечают сформулированным выше условиям образцы с h = 20 мм. Такие образцы и применяли для дальнейших исследований.

Результаты исследований влияния высоты образца Н на общие затраты работы распространения трещины АР для ис253

а

4

2

•

1

о

2

~

3

о

4 5

•

о

-1

б

10 5 о

-5 -10

-15

-10+-~~~~~~~~~~ о

10

20

30

40

50

60

70

80

90

Расстояние от 8ершины надреза, мм Рве.

4.5.

Распределение пластических деформаций е 2 (а) и ~16) по высоте образца Н.

Высота образца, мм: 1 -

40, 2 -20, 3 - 10, 4 -

О, 5 -

минус 5О

следованной стали 17Г1С приведены на рис. ка графика представляет собой

-

четырех

до

90

пытаний двух высотой от

20

= 150 мм,

t

= 12

ти А, (Н) (см. рис.

4.6)

Каждая точ­

образцов.

Испытывали

образцы

10 мм. Остальные па­ (L = 545 мм, h = 20 мм,

мм с интервалом

раметры сохраняли постоянными

Lpa6

4.6.

среднее арифметическое ис­

мм, Н

= 70

мм). Характер зависимос­

свидетельствует о том, что в диапазоне

О ~ Н ~ 30 мм, она изменяется по криволинейному закону, а в диапазоне 30 ~ Н ~ 90 мм - по прямолинейному. Постоянство деформаций е 2 и е 3 на определенном участке образцов

и

одинаковая

протяженность

краевых

участков

обусловливают прямолинейный характер зависимости АР (Н)

>

при Н

30

мм и свидетельствуют о постоянстве удельных

(отнесенных к единице длины) значений работы распростра­ нения трещины аР на этом участке.

Наличие прямолинейного участка зависимости АР (Н) поз­ воляет использовать простой прием для определения удельной

работы

распространения

трещины,

длины аР. /vlя этого достаточно высоты (при Н

> 30

отнесенной

к

испытать образцы

единице разной

мм) и определить соответствующие им

затраты энергии АР. По разности затрат энергии ~АР, отне­ сенной к разности высоты

образцов ~Н.

находят величи­

ну аР:

(4.1) Вполне очевидно, что аР, определенная таким образом, не зависит от высоты образца. А поскольку удельная работа аР характеризует участок образца, не подверженный влиянию

Ар•~------------------------~

Дж

800 600 400 Рве.

4.6.

работw

Ижевевие общей раmростравевиJ~

200

трещв111о1 А., по высоте обраэца lf.

1,

2

соответственно

сталь плавок А и Б

О

10 20 JO 40 50 60

70

Н, мм

255

краевого эффекта, она становится достоверной характерис­ тикой испытываемого материала заданной толщины. Правомерность такого подхода к определению аР оправда­ на, если, как отмечено выше, разрушение образца будет со­

провождаться локализацией пластической деформации в зоне распространяющейся трещины пределами

этой

зоны.

и

упругой

деформацией

за

Для установления распределения де­

формаций вдоль образца последний после испытаний замеря­ ли

по

середине

высоты

в

направлении,

перпендикулярном

распространению трещины (излому).

В результате замеров установлено,

что

для образцов

из

стали плавки А ширина пластически деформированной зоны в

направлении,

20

перпендикулярном

излому,

составляет

мм. Для образцов из стали плавки Б с более

пластическими свойствами (см. табл. достигает мых

30

около

образцов

не

мм.

Остальная

претерпевает

4.1)

около

высокими

ширина такой зоны

часть

длины

пластического

исследуе­ изменения

формы. Полученные результаты учтены при выборе рабочей дли­ ны образца Lраб· Она принята равной 150 мм и является ми­ нимальной при условии исключения влияния тепловложения на

механические

свойства

зоны

разрушения

образца

при

приварке к нему головок и характера распределения дефор­ маций вдоль образца. Результаты исследования

влияния

геометрии

надреза

на

общие затраты работы АР и на величину пластической де­ формации е3 свидетельствуют, что уровень сопротивляемости распространению трещины

в

исследованных

образцах

со­

храняется практически постоянным и не зависит от техноло­

гии нанесения и формы геометрии надреза.

В ходе исследований установлено, что независимо от дли­ ны образца уровень сопротивляемости материала распрост­

ранению трещины сохраняется ·один и тот же (рис. этим

соображениям

для

практических

целей

в

4. 7). По

принципе

можно рекомендовать образцы любой длины. В то же время

необходимо учитывать минимальный расход металла и име­ ющиеся испытательные машины.

Сопротивляемость материала распространению трещины существенно зависит от толщины образца (рис. 4.8). При увеличении толщины образца с ~б до 11 мм удельная работа рапространения трещины аР,

уменьшилась со

155

до

110

отнесенная к

площади сечения,

Д;ж/см 2 • Следует отметить, что

данные результаты получены при положительных температу­

рах испытаний образцов. С пониженнем температуры влия-

256

Ар,г------------------------,

4.7.

Рис. Граф11к эaDIICIIMoc­ ти работы распространеИИ!I трещины А,. от 11Ъ1С0ТЪ1 образца Н при раЗЛIIЧНой длине образца L Длина образца, мм: 1

Дж

о 1 А2

о 3

600

285, 2 - 400, 3 - 545

400

200

о

10 20 30 40 50 60 70

Н,мм

ние толщины образца на трещинастойкость материала будет

проявляться в еще большей степени. Отметим, что оценка сопротивляемости материала расnро­ странению

трещины

по

затратам

энергии,

отнесенным

к

единице nлощади, была nринята только для наглядности. Та­ кие значения аР, как и следовало ожидать,

зависят от толщи­

ны материала и, следовательно, не являются удельными. Ина­ че rоворя, как уже отмечалось ранее, относить затраты рабо­

ты к единице nлощади (т.е. учитывать толщину образца} не имеет смысла. Поэтому при оценке

сопротивляемости

рас­

пространению трещины целесообразнее nользоваться харак-

Ар,

Дж

r-------------------------,

600

400

Рис. 4.8.Графвав зависимо-

200

ств работы распростравеВJUI трещвиw А,. от вwсоты образца Н ДЛ!l разiПП тоЛЩIIН образца S.

Толщина образца, мм:

5,6, 2 - 8, 3 -

9- IS40

11

1 -

О

10 20 30 40

50 60 70

Н,мм

251

теристкой

АР'

отнесенной

к

единице

длины,

пройденной

трещиной в материале заданной толщины. Нагружение образца осуществляется через пуансон с рас­

средоточенными опорами. сона

Выбор такой

обусловлен необходимостью

смятия под опорами на

процесс

образце.

конструкции

пуан­

исключить влияние зоны

распространения трещины

в

·

В результате комплексных исследований определена опти­ мальная конструкция

образца

и

схема его нагружения для

оценки трещипостойкости пластичных сталей и сварных со­ единений. (Общий вид и основные конструктивные размеры

образца представлены на рис.

4.3).

Таким образом,

предло­

жен метод, позволяющий имитировать напряженно-деформи­ рованное состояние в устье распространяющейся трещины в образце, подобное таковому при разрушении реального тру­

бопровода, испытывать образцы натурной толщины с реаль­ ным

сварным

стойкости

(температура, рованное

соединением,

материала

скорость

состояние)

определять параметры

при

заданных трещины,

независимо

от

условиях

трещино­

испытания

напряженно-деформи­ масштабного

фактора,

геометрии надреза, краевых зон и других факторов; ДОСТОВЕРНОСТЬ И ПОГРЕШНОСIИ МОДЕЛИРОВАНИЯ

При разработке данного метода на всех этапах исследова­ ния самое серьезное внимание уделялось проверке достовер­

ности и точности получаемых результатов. Для количествен­ ного сопоставления получаемых данным методом

результатов

использовали методы определения удельной работы

странения трещины

по

разрушения материалов торая

по

деформационным

[101)

и теплового импульса

своей физической сущности

разрабатываемому.

Вкратце

наиболее

остановимся

распро­

характеристикам

на

[131),

ко­

близки

методах,

к

вы­

бранных для сопоставления результатов. Наличие значительных пластических деформаций при раз­ рушении конструкций и

образцов

приводит,

как

отмечено

ранее, к повышению величины аР и делает работу, затрачен­

ную на эту деформацию, основной составляющей в энергети­ ческом балансе разрушения. Это положение позволило авто­ рам работы [101) разработать метод определения работы распространения трещины аР по пластическим деформациям ее берегов и сопоставить с разработанным. Принимая, что для трубопроводов пластическая составля­ ющая деформации t:z = О, с учетом несжимаемости материа-

258

ла в пластической стадии деформирования нять Е 1

=

(88]

можно при­

е3 • Допускается, что, по крайней мере, до момента

нарушения сплошности материала в устье трещины,

гипотеза

плоских сечений [88] остается в достаточной степени спра­ ведливой. Толщину и механические свойства исследуемого металла рассматриваем как постоянные. При таком допуще­ нии

N\Я

определения

величины

аР

достаточно

рассмотреть

лишь одно сечение, перпендикулярное направлению движения трещины.

С учетом припятых условий и допущений сущность мето­ да

определения

аР

по

деформационным

характеристикам

разрушения сводится к следующему.

В выбранном сечении части разрушенного образца nутем непосредственных

замеров

определяют

распределение

де­

формаций по толщине Ез в направлении ОХ, перпендикуляр­ ном траектории движения трещины (рис.

Е 3 ;;;;; lп(l +М где

t0

-

At -

изменение толщины

в

4.9):

lt0 ), соответствующем

(4.2) сечении;

исходная толщина образца.

х

Рве. 4.0. Схема овределеввtl уде.uвой работы JNUIPOCТPIUieввtl трещввw «lp

DO

дeфopМIЩJIOJIIIIrDI :а:арактерВСТIIUМ разрушеввJI

е2

Учитывая несжимаемость материала и то, что е 1

=

О, согласно данным

[7]

находим

=

-

е3 и

аналогичную зависи­

мость для интенсивности деформации:

е; =

е 2 ) 2 + (е 2 - е 3 ) 2 + (е 3 - е 1 ) 2 •

..[2 ~(е 1 3

(4.3)

Д.ЛЯ элементарного объема материала образца, отстоящего от зоны разрушения на расстоянии х' величина интенсивнос­

ти пластической деформации определяется ординатой симости е; (х), равной е;.

зави­

Оrложив эту величину на оси аб­

сцисс е;, получим точку А. Далее, проводя прямую АВ, парал­

лельную начальному участку диаграммы деформации G; (е;), получили площадь диаграммы (на рис.

4.9

заштрихована), ха­

рактеризующую удельную работу деформации а; рассматри­ ваемого элемента объема материала. Диаграмму деформации

cr;

(е;) строят в истинных координатах по результатам растя­

жения стандартных

образцов

диаграмма, как известно

[88],

из

материала образца.

Такая

по крайней мере для изотроп­

ных материалов, не зависит от напряженного состояния. Это и

позволяет

распространить

ее

на

случай деформирования

берегов трещины.

Согласно гипотезе плоских сечений найденное значение а' справедливо для всех элементарных объемов с абсциссой х'.

На этом основании а' умножали на толщину сечения

t' и на­

ходили величину работы деформации

единич­

а~ призмы с

ными поперечными размерами и высотой

t'.

Такую операцию

проводили для разных х и получали ряд значений

купность которых оnределяется кривой

an (х).

an,

сово­

После интегри­

рования этой кривой, т.е. после определения площади, огра­

ниченной кривой

an

(х) и осями координат, находили величи­

ну работы, затраченной на nластическую деформацию берега трещины единичной ширины. Значение этой работы (в силу симметрии} удваивали и определяли искомую работу,

затра­

ченную на продвижение трещины на единицу длины.

При соnоставлении данного метода с методом испытания плоского образца петрудно видеть существенное их различие

и общие признаки. Метод оnределения аР по деформацион­ ным

характеристикам

разрушения

базируется

на

замерах

деформаций в зоне разрушения и определении обобщенной диаграммы деформирования материала. При испытании пло-

288

ского образца величину аР определяют по диаграмме дефор­ мирования.

В то

же время оба

метода предназначены мя

оценки трещинастойкости пластичных материалов, когда де­

формированное состояние в зоне разрушения характеризует­ ся тем, что Е 2

=

О и Е1

= -

Е 3 • Следовательно, открывается

возможность контролировать и сопоставлять получаемые ре­ зультаты и определять границы приемлемости

данных

мето­

дов.

В основу метода теплового импульса

[131]

положен изве­

стный принцип Тейлора и Квинея, заключающийся в том, что работа

пластической

деформации

полностью (более, чем на

90 %)

в

металлах

практически

переходит в тепло.

В процессе развития трещины в испытуемом образце воз­ никают

две

зоны

текучести,

симметричные

относительно

трещины. В результате на поверхности трещины

слой

пластически деформированного

лившееся в этом

слое,

частично

возникает

металла. Тепло,

рассеивается

с

выде­

поверхности

разрушения путем излучения и конвективного обмена с ок­ ружающей средой, но основная его часть распространяется по металлу в виде теплового потока, направленного в сторону

от поверхности трещины. В результате распространения теп­ лового

потока

температура

металла

в

зоне

разрушения

по­

вышается до векоторого значения Т тА и, таким образом, возникает тепловой импульс, который соответствует количе­ ству тепла, выделяющегося в результате работы пластической деформации в вершине трещины.

Если рассматривать трещину как мгновенный плоский ис­ точник тепла, то максимальное значение температуры Тт на пекотором расстоянии х от поверхности разрушения будет равно

(4.4) где

q -

удельная мощность источника тепла; с, р

соответ­

-

основание

ственно теплоемкость

и

плотность металла;

е

натурального логарифма. Из

(4.4)

можно

Приравняв это

определить удельное количество тепла

значение удельной

работе

q.

распространения

трещины, получаем

(4.5) Таким образом, мя того, чтобы определить удельную ра­ боту распространения трещины методом теплового импульса,

необходимо

измерить

максимальное

значение

температуры

]81

Tm

на пекотором расстояниихот поверхности разрушения и

при известном значении ер найти величину арти по зависимо­ сти

(4.5).

Измерять температуру в различных зонах образца

можно дифференциальными датчиками транзисторного типа

(131]. Сравнительную

оценку

сопротивляемости

распростране­

нию трещины тремя методами (по диаграмме деформирова­

ния, деформационному и тепловому импульсу) осуществляли на трубных сталях марок 17Г1С плавки А (см. табл. 4.1),

11ГС

-

толщиной

9,3

мм и 17Г1С-У толщиной

12

мм.

Результаты испытаний плоских образцов различными ме­

тодами, представленные в табл.

4.2,

свидетельствуют об удов­

летворительной сходимости результатов.

Разница между абсолютными средними значениями аР, оп­ ределенная

различными

методами,

не

превышает

для

стали

17Г1С б%. стали 17ГС - 13%. стали 11Г1С-У - 10%. На рис. 4.10 и рис. 4.11 показаны разрушенные внутрен­ ним давлением сварные трубы размером 820 х 1,5 мм и 720х9,0 мм. Труба размером 820х7,5 мм из термоупрочнен­ ной стали 17ГС сваривалась дуговой сваркой с применением сварочной проволоки св-08ГА и флюса АН-60. Труба разме­ ром 720 х 9,0 мм из горячекатапой стали 17ГС сваривалась контактной сваркой с применением токов высокой частоты. Разрушение трубы 820 х 1,5 мм началось от кристаллиза­ ционной трещины в сварном шве. Из шва трещина nроникла в околошовную зону,

nересекла ее и

распространилась в ос­

новном металле. Аналогично разрушалась труба

720 х 9,0

мм.

Предварительно в этой трубе по оси шва наносили поверх­

ностный надрез длиной

200

мм и глубиной

3

мм. Разрушение

началось от надреза и распространилось в обе

стороны от

него. Трещина от зоны надреза вышла сразу nод углом к продольной оси трубы в основной металл, удалившись от сварного шва с одной стороны на 20 мм, с другой на 35 мм. Общая nротяженность разрушения достигла 1300 мм. ТабАица

4.2

Значение аР (Дж/см), определенное Марка стали

17ПС 17ГС 17ГIС-У

различными методами

По диаграмме деформирования

90- 117 (105) 85-103 (94) 115-124 (132)

По деформационным

характе-

ристикам

85-110 (99) 78-108 (88) 101-180 (128)

Примечание. В скобках приведены средине значения а,..

Методом теплового импульса

-

76-90 (82) 118-122 (120\

Рис.

4.10.

Разрушеввсur труба 820х7,5 мм, свареивсur дутовой еваржой (а), в плоскв:й образец со сварвwм швом из даввой трубы (б)

Для объяснения описанной последовательности разруше­ ния труб проводили оценку трещинастойкости характерных

зон сварного соединения. Из труб до начала испытания вы­ резали и изготовляли стандартные образцы на ударный изгиб

и nлоские образцы высотой 70 мм. Надрез в образцах нано­ сили по центру шва, околошовной зоне и основному метал­ лу. В плоских образцах усиление сварного шва и внугренний

грат не удаляли. Температура испытания образцов составляла

20 •с,

как и при испытании сварных труб. Результаты испы­ 4.3, свидетельствуют, что соот­ ношение уравнений ударной вязкости не прояснлет характер разрушения испытанных труб. По данным значениям удар­ ной вязкости трещина в трубах должна была бы распростра­ няться или по околошовной зоне, или по центру шва . При таний, приведеиные в табл.

испытании плоских образцов не удалось пропустить трещину по

центру шва

и

определить

уровень сопротивляемости

его

распространению трещины . Во всех случаях трещина выхо-

203

(2) 720

Рис.

4.11.

Схема разруmеВВJI трубы 720х 0, евареввой коитажтиой сваркой ТВЧ, и плоский образец со сварвwм швом

'

Таблица

43 Результаты испытания образцов

Размер трубы, мм

Удельная Исследуемая зона

Ударная

вязкость, ~см

2

работа распро· странения тре-

щины, ~см 820х

7,5

Основной металл

9,0

Ш=Ш1

Ш=.1ОО

91 109-118

95

103

Шов

1Z7-1:Ю

Трещина вышла

128

из шва

Основной металл

.62.=..l01.

.!IZ.=..2i

19..=.93

Трещина вышла

Околошовная зона

720х

140-150 145

89

92

Шов

87

Примечwше. В числителе значение.

-

предел значений ,

из шва

в знаменателе

-

среднее

4.10 и рис. 4.11), распростра­ нялась вблизи него по основному металлу, тем самым имити­

дила из сварного шва {см. рис.

руя разрушение реальных труб.

Уровень сопротивляемости

основного металла трубы распространению трещины, выяв­

ленный на плоских образцах, оказался ниже или на уровне сопротивляемости распространению трещины

зоны

4.3).

{см. табл.

Это

послужило одной

околошовной

из

возможных

причин такого характера ·поведения трещины в рассматрива­ емых случаях.

Таким

образом,

сопоставленные

результаты

испытаний

плоских образцов и реальных сварных труб показали иден­ тичность характера их разрушения

зания наиболее слабой зоны

и

возможность

предска­

сварного соединения труб по

трещиностойкости.

4.2. КОМПЛЕКСНЫЙ ПОДХОД К ОЦЕНКЕ ТРЕЩИНОСТОЙКОСIИ ТРУБНЫХ СТАЛЕЙ При разработке методов экспериментальной оценки тре­ щинестойкости материалов необходим комплексный подход, позволяющий определять параметры разрушения материалов

на всех стадиях. fv..я этого изучены теоретические решения, которые требуют экспериментальной реализации. Остано­ вимся на рассмотрении этих подходов с использованием раз­

работанного метода испытания плоского образца

по

схеме

нагружения "изгиб с растяжением".

Предварительно отметим, что предложенный метод оценки сопротивляемости

базируется

на

материалов

испытании

распространению

двух

образцов

разной

трещины

высоты.

Вполне естествен.но, это обусловливает повышенный расход металла, увеличивает трудоемкость испытаний и может вы­ звать некоторые

затруднения и

неточиости при определении

параметров разрушения на первоначальных стадиях процесса зарождения и подрастания трещины.

Рассмотрим

возможные

пути

определения трещиностой­

кости материалов на одном плоском образце. На рис. 4.12 представлен типичный вид излома образца и распределение удельной работы распространения трещины аР

по высоте образца. Испытывали плоские образцы высотой

75 мм и толщиной 12 мм из стали 17Г1С плавки А {см. табл. 4.1). При испытании образца осуществляли многократную разгрузку, вследствие чего надорванные волокна в устье тре­ щины сминались и на поверхности излома оставались харак-

285

10

20

30

40

50

60

н. мм

Рис. 4.12. Распределевне уделъвой работы распросr­ равеВВJI

трещины

~

по

высоте образца Н в внешний вид взлома образца

о. 1

1

,(Нп + Нт)

н

1 / 1 1

,,

Рис. 4.13. К определению уделъвой работы распрост­ равеВВJI

трещины

резулътатам

~

по

вспытавВJI

одного образца

терные светлые линии . По этим светлым линиям следили за формированием фронта

трещины ,

который

характеризует

изменение напряженно-деформированного состояния в устье

распространяющейся трещины по высоте образца. Величину 266

аР по высоте образца определяли методом деформационных характеристик. fj.,l\я этого,

высоте образца через мации Е 1 ,

Е2 ,

4- 5

начиная с вершины надреза, по мм замеряли пластические дефор­

Е 3 в зоне разрушения. С этой целью образец

постепенно сошлифовывался.

В области, примыкающей непосредственно к надрезу, вы­ явлено

минимальное

изменение

толщины,

обусловленное

сдерживанием деформаций в устье трещины

окружающими

ее участками металла, имеющими начальную толщину.

Здесь

концентрируется наиболее жесткое напряженное состояние и, как следствие, минимальное значение а~, характеризующее

момент страгивания трещины. По мере дальнейшего продви­ жения трещины сопровождающие

ее деформации

накапли­

ваются, толщина в зоне разрушения уменьшается, а величина

работы разрушения возрастает.

Однако такой процесс развития разрушения не беспреде­ лен. Д;\Я каждого материала существует вполне определенная протяженность переходиого участка Н, 0 , располагающеrося у

надреза. За пределами участка Нэп деформации, сопровожда­ ющие трещину, стабилизируются, изменение толщины в зоне

разрушения напряженное

становИтся состояние

равномерным. в

устье

Стабилизируется

трещины,

о

чем

и

наглядно

свидетельствует одинаковость линий фронта трещины (свет­

лые полоски на фотографии излома). На этом участке, обо­ значенном НР' при развитии трещины отсутствует пластичес­ направленная по высоте образца. Постоянство напряженно-деформированного состо­ кая составляющая деформации Е 2 ,

яния обеспечивает и постоянство величины аР.

При приближении трещины к тыльной грани образца (участок Нт} металл втягивается навстречу движущейся тре­ щине, деформированное состояние переходит от плоского к

объемному. Напряженное состояние смягчается и значения аР повышаются,

хотя

относительное

изменение

трещины

на

этом участке меньше по сравнению с участком НР. Ранее установлено, что протяженность участков Но и Нт мя. материала заданной толщины не зависит от высоты об­

разца Н (при Н на

продвижение

>

Но

+

Нт)· Следовательно, затраты энергии

трещины

на

переходных

участках

также

не зависят от Н. Этим и объясняется наличие прямолиней­

ного участка (рис.

пространения

Н>Нп

4.13)

трещины

на зависимости общей энергии рас­

АР

от

высоты

образца

Н

(при

+ Нт)· 1Jj7

• Таблица

4.4

Исходвые свойства исследуемых сталей

Вариант;

Режим т/о

сталь

1;

17ГIС

Толщина образца, мм

Нагрев

920 ·с,

Механические свойства

Химический состав,

%

с

Mn

Si

s

р

v

23

0,2

1,48

0,52

0,026

0,026

-

460

26

0,16

1,28

0,49

0,025

O,Q16

-

423

585

24,5

0,2

1,48

0,52

0,026

0.026

-

5,10

360

500

28

-

-

-

-

-

-

5,10

.(:Ю

600

29

0,16

1,46

0,44

0,02

0,016

0,09

8, 12, 15 и 17,5

400

6:Ю

28

0,14

1,62

0,19

0,013

0,005

0,105

а.,.

а.,

Н/мм 2

Н/мм 2

5,10

з:ю

570

5,10

270

8,12

/)5,

%

охлаждение с печью

11;

17ГIС

Нагрев

920

·с.

охлаждение с печью

III;

17ГI С

Нагрев

920

·с.

охлаждение на воздухе

JV;

17ГIС

Раскисленная синтетическим и шлаками

V;

14Г2САФ

в состоянии поставки

VI;

14Г2АФ-У

в состоянии поставки

l

Однако при изменении аР протяженность переходных уча­ стков,

естественно,

будет меняться.

Можно

предположить,

что с ростом аР увеличивается протяженность участков Нп и

Нт. Следовательно, зависимости Ар(Н) не пересекаются и по­ ложение прямолинейного участка Ар(Н) однозначно задается величиной аР по результатам испытаний одного образца. Выражение для прямолинейного участка Ар(Н), согласно рис.

4.13,

можно записать в виде:

АР Учитывая, что

tga: =

(4.6)

= tga: · Н- Ь.

аР, имеем

~ = (АР

+ Ь) 1 Н.

(4.7)

В соответствии с изложенным входящий в выражение (4.7) коэффициент Ь является функцией величины аР. Дт1.я. проверки высказанных положений и определения функции Ь(ар) были испытаны плоские образцы при комнат­ ной температуре. Образцы изготовляли высотой от 15 до 100 мм с интервалом через 10 мм. д/1я получения различных значений

работы

распространения

трещины

использовали

образцы разных марок сталей и разной толщины,

подверг­

нутые термической обработке по различным режимам (табл. 4.4). Всего было подготовлено и испытано более 100 образ­ цов.

Результаты испытаний образцов толщиной 5 и 10 мм представлены на рис. 4.14. Линейные участки этих зависимо­ стей обрабатывали по методу наименьших квадратов. Опре­ деляли значения аР и коэффициента Ь. Аналогично обрабаты­ вали результаты испытаний образцов других толщин. Данные обработки представлены на рис. 4.15 в виде зависимости ар(Ь). Видно, что предположение о функциональной связи ве­ личин Ь и аР как при статистических, так и при динамичес­

ких испытаниях подтверждается. Обработка результатов {см. рис.

4.12)

методом наименьших квадратов позволила получить

следующее уравнение

Ь

Подставляя выражение

(4.8)

=

а Р

Ь

(4.8)

= 2,6В·аР + 2. в формулу

АР +2 Н-2,68

(4.7),

получим

(4.9)

В выражениях (4.8) и (4.9) размерность величин АР, Н, аР, Дж/см, Дж/см, Дж и Дж соответственно. Таким обра-

б

а

Ар,~--------------------~

Ар, Дж

Дж

120

200

90

150

60

100

30

50

о

20

40

60

80

Ь,Дж

.----------.

270 240 210

е Q о А

1

1 3 4 .... 5 ~ 6

Н, мм

о

20

60

40

80

Н, мм

Рис. 4.14. fрафики зависимости общей работы распростравеИИJI тpeiЦIUIЪJ А, от высоты образца Н. Толщина образцов. мм: а - 5, 6 - 10; 1V - различные материалы

180 150 120 90

60

Рис. 4.15. fрафик эависимости коэффв· циеита Ь от удельной работы распрост·

30

1-6 -

раиеИИJI «р:

толщина образца

5; 8; 10; 12; 15;

17,5 мм

соответственно; образцы испы· тапы: при статической нагрузке (не эа· литые уел. знаки) на вертикальном

30

60

90

ар, Jl:;tt/cм

копре (залитые уел. знаки)

зом, определяя АР при испытании образца конкретной высо­ ты Н, можно по уравнению (4.9) рассчитать величину аР. Оценивая точность результатов, полученных из уравнения (4.9), в сопоставлении с данными аР' определенными как тан­ генс угла наклона соответствующих линейных участков зави·

симостей,

приведеиных на рис.

4.13,

установили, что

меньшее среднеквадратическое отклонение

270

S

=

1,1

наи·

д1к1 см и

S = 1,3 Д;ж/см характерно мя образцов высотой соответст­ венно 10 и 80 мм, что свидетельствует о высокой точности результатов. Поэтому образцы такой высоты рекомендованы мя испытания материалов.

Таким образом, для определения аР на образцах толщиной мм предложена эмпирическая зависимость (4.9),

5,0-11,5

позволяющая существенно снизить трудоемкость испытаний и уменьшить расход металла при достаточно высокой точно­ сти получаемых результатов.

Выявленные закономерности процесса разрушения плос­ кого образца и предложенная зависимость стадии

зарождения

можность

нагрузкой

установления

Fmax

позволяют

взаимосвязи

(3.1)

для оценки

рассмотреть

между

воз­

разрушающей

при испытании плоского образца и критерием

трещипостойкости металлов,

трещины

-

интегралом Райса

определяемым

по

(Jc)

для пластичных

стандартизированной

методике

[24]. Здесь следует обратить внимание на одно обстоятельство. Существующие способы определения Jс·интеграла предусмат­ ривают отнесение этой характеристики к единице площади

испытываемого образца. Эта операция в данном случае не­ удобна и не совсем оправдана. В самом деле, испытывая об­ разцы одинаковых размеров, но различающиеся по толщине,

по одной и той же схеме нагружения и для одного материала,

будем получать разные значения Jс·интеграла. Следовательно, эта характеристика не является удельной. Поэтому целесооб­ разнее определять Jс·интеграл при заданной толщине и отно­ сить

эту

подходе

характеристику

толщина

к

образца

единице

длины,

(геометрический

т.е.

при

таком

параметр)

уже.

рассматривается как свойство материала. А это означает, что для

выбранной

схемы

нагружения

и

размеров

(исключая толщину), зависимость между Ртах и

образца

Jct (t -

тол­

щина образца) должна быть единой для материалов различ­ ной .вязкости и различной толщины, испытываемых при раз­ личных температурах,

скоростях

распространения трещины

(если, конечно, скорость трещины постоянна в пределах об­ разца). Экспериментальную проверку функциональной связи меж­ сопротивляемостью зарождению трещины, выраженной через критерий Jс·интеграл, и максимальной разрушающей

ду

нагрузкой

Fmax

осуществляли на сталях с различными механи­

ческими свойствами (табл. 4.5). По прочностным показателям исследованные материалы различались более, чем в 2 раза. Плоские образцы изготовляли высотой 65 мм и вырезали

271

ТабАица

4.5

Результаты испытаний исследованных сталей Результаты испытаний образцов

Механические свойства

Марка стали; толщина

Тем-

Тол-

пература испы-

а

•.

а,,

Н/мм 2 Н/мм 2

о,%

щи на,

тура

Jб, 1 •

мм

испы-

Н/м

таний ·с 17ГС;

10

мм

:ю

-15 17Г!С-У;

15,2

мм

:ю

-15

17Г!С-У;

Темпера-

·с

520 620 570 610

:ло 4:Ю

:ю

9,3 9,3 11,3 12,8 14,6 12,8 14,6 12,0 10,0 6,0 10,0

-

400

32

4:Ю

33

:ю

950

870

:ю

10,0

12!100

мм,

:ю

840

750

22

10,0

20

:ю

580 590

380

36 33

14,4 12,0 10,0 6,0 6,0

20 20 20 20 -15

17,5

14Г2САФ-У;

мм

11

мм

мм

3; 16

550 575

405 410

31 31

:ю

620 660

480 490

28

12,0 16,8 16,8 10,0 14,2 10.0

-

20 20

600

4:Ю

4:Ю

320

20 36

б, О

ЗОХН2МА.

:ю

мм,

:ю

-15

-15

Сталь

:ю

20

12!100

мм

б, О 14Г2АФ-У;

:ю

-15

-15 -15 20 20 20 -15 -15 20 20 -15 20 20 20 20 20

12,5

Fijx'

тания,

8880 9420 11,3 10564 12,4 11966 8,7 13253 15,1 12319 11,4 12600 11,6 11450 12,8 8580 4,9 6533 9,1 9:ЮО 4,1 6073 30,0 15806 26,4 22194 24,0 26112 13,0 12600 10,1 14786 9,5 10Збб 8,8 6073 32.0 14203 17,0 13820

5,8

9,0

после т/о

ЗОХН2МА. без т/о

17Г1С-У; 15,2 мм; образцы вырезаны

-15

400

вдоль проката

их,

за

исключением одного

проката (см. табл.

нус

15 ·с.

4.5).

варианта,

из

листа

19.2 19,1 21,6 19,0 23,9

19913 17000 14:ЮО

8128 8480

поперек

Образцы испытывали при

20 ·с

оси

и ми­

При испытании контролировали скорость развития

трещины. В случае срыва нагрузки на диаграмме (появление хрупкого излома)

результаты

испытаний

каждый вари- 250--с- · р

(4.10)

от+ а.

Обработка полученных данных (см. рис. 4.16) методом на­ именьЮШffх квадратов позволила получить уравнение кривой, связывающее величину максимальной нагрузки (в Н) при ис­ пытании плоского образца с текущим значением Jс·интеграла

Fтц

=О· 411-104 • '\jJct ГJi.

Использование выражения

(4.11)

(4.11)

позволяет за счет сокра­

щения числа образцов и времени на их подготовку снизить

более чем в

10

раз трудоемкость испытаний nри одновремен­

ном nовышении точности nолучаемых результатов.

Связь

между

интегралом)

Fтц

nластичных

и

энергетическим материалов,

критерием

установленная

на

(Jс­ на-

Fmu,Hr------------------------, о

1·10 3 1·10 3 3·10 Рве.

4.10.

3

4·10 .fct. мн

fpaфlut эuBCIDIOC'I'II иu:свмам.вой ваrруuв теrрала

3

м

F..,.

от эвачевu вв­

J,t 273

чальной стадии инициирования трещины,

позволяет предпо­

ложить подобную связь и на стадии распространения трещи­ ны. Тем более, что при испытании плоского образца удель­ ные затраты

энергии на распространение трещины

ются постоянными. Кроме ТОГО, нагрузку

Fmax

сохраня­

и общую рабо­

ту распространения трещины А, определяют непосредственно

по диаграмме Аеформирования. Но

поскольку Fmax ЯВI\Яется опре­

одной из осей части диаграммы, по площади которой

деляют АР, то, естественно, эти величины становятся зависи­

мыми друг от друга параметрами. В свою очередь через АР согласно уравнению

(4.9)

определяют удельную величину ра­

боты распространения трещины аР. Следовательно,

Fmax

и аР

могут быть функционально связаны. Для определения взаи­ мосвязи указанных параметров проведены массовые испыта­

ния плоских образцов из сталей 17Г1С и 14Г2САФ. Образцы высотой

55

и

80

мм изготовляли из листа труб.

испытаний образцов определяли

В процессе

уравнению рассчитывали величину аР. Результаты испытаний, представленные на рис. 4.17, сви­ детельствуют о связи между Fmax и аР, причем, как показала

Fmax

и АР' а по

(4.9)

обработка, эта связь вполне устойчива. Коэффициент корре­

ляции данной зависимости для образцов высотой

0,9,

а для образцов высотой

Как

отмечалось

хрупкому

устье

и

80

выше,

квазихрупкому

трещины

мм составил

сопротивляемость разрушению

пластических

55

мм равен

0,84.

при

деформаций

материалов отсутствии

в

целесообразно

оценивать с позиции силового подхода. В качестве критерия

Up, Дж/см

25

20 Рве. 4.17. fрафиu эави­ свмоств уДелi>ИОЙ рабо­

15

ТЫ

pacпpocтpaвeJIJUI

треЩВIIЫ

а.,

от

мuсв-

мам.иой иаrрузu

10~----т-----~--~~--~

о

274

10·10

4

4

15·10 F••• , Н

1

и той

2 55

-=

F

образец высо­ и 80 мм соответственно

оценки трещипостойкости материала возможно использовать критический коэффициент интенсивности К~с[24], определяемый по зависимости (3.2).

напряжений

Для нахождения К-тарировки плоского образца воспользу­ [92], позволяющим связать ко­ эффициент интенсивности напряжения К, с производной по­ емся энергетическим методом

тенциальной энергии П по длине трещины

1.

~=-дП Е

Выражение

(412)

(4.12)

дl

можно представить в матричной форме:

i2 1{ ~}т И+~{q}T{~n.

(4.13)

=

{t} -

где

локальный вектор нагрузки; {q}

вектор перемещения узла; Т

-

локальный

индекс транспонирования.

Зависимость (4.13) дает возможность с помощью метода конечных элементов производить на ЭВМ расчет коэффици­ ента интенсивности напряжений дАЯ испытываемого образца при широком диапазоне длин трещин. Имея N решений в перемещениях дАЯ последовательного ряда длин трещин

с не­

большим шагом, можем получить N-1 значений К,. Численный расчет К, дАЯ плоского образца проводили на базе

сопоставления

с

известным

образца, испытываемого на изгиб

решением,

(24].

например,

дАЯ

С этой целью образ­

цы представлялись в виде моделей с расчленением на элемен­ ты

в виде сетки.

С

целью повышения точности

расчета в

районе надреза сетка элементов специально сгущалась.

Согласно [92] критический коэффициент напряжений К, связан с nотоком энергии в вершину трещины G дАЯ плоско­ напряженного состояния следующей зависимостью:

К( = EG. В общем

случае nоток

энергии в

(4.14) вершину трещины

на

единицу толщины образца равен р2

dl.. dl'

G=-·2В

где

F -

нагрузка; А.

-

(4.15)

nодатливость образца с разными дли­

нами трещин.

Формула мя оnределения К 1 nри испытании

трещиной на изгиб имеет следующий вид

образца

с

[24]:

275

бМ

к!= ---г.Уи tH 2 vJ

+ 12, 97(1 1 Н) 2

-

бМ

= ----г.[1,99 -2,4711 н+ tH 2 vJ

23, 98(1 1 Н) 3 + 24, 8(1 1 Н) 4 ],

где М - изгибающий момент. Приравняв выражения (4.14) и

(4.16},

(4.16)

с учетом

(4.15)

N\Я

плоского образца получим после расчетов методом конечных

элементов на ЭВМ следующее уравнение К-тарировки образ­ ца, испытываемого по схеме "изгиб с растяжением"

Уир = 0,656- 0,8151/ Н+ 4,28(1 / Н} -

2

- 7,646(1 1 Н) 3 + 8,814(1 1 Н(

(4.17)

4.3. ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ ИСПЫТАНИЙ ОБРАЗЦОВ ПРИ РАЗЛИЧНЫХ СКОРОСТЯХ

ДЕФОРМИРОВАНИЯ И РАЗРУШЕНИЯ Реальный процесс разрушения газопроводов характеризу­ ется статическим режимом ющим

динамическим

трещины.

зарождения трещины

высокоскоростным

Однако существующее

с

последу­

распространением

испытательное

оборудова­

ние не позволяет исследовать кинетику разрушения материа­

лов в достаточно широком диапазоне скоростей нагружения.

Существующие испытательные машины разцы

или

только

в

статическом

режиме

испытывают об­ нагружения,

или

при удdрном нагружении (маятниковые, ротационные и вер­

тикальные копры). И, как следствие, такое оборудование не позволяет приблизить условия испытания образцов к услови­ ям разрушения реальных конструкций. Для

скоростного

нагружения образцов

наибольшее

рас­

пространение получили маятниковые копры, серийно выпус­

каемые промышленностью. Они имеют относительно не сложную конструкцию, просты в проведении испытаний не­ больших по размеру образцов на ударный изгиб со скоро­ стью нагружения не более 5- б м/ с и с исходным запасом энергии, не превышающим 300 /),;ж.. Для исследования свойств материалов при более высоких скоростях нагружения разрабатываются индивидуальные кон­ струкции скоростных

копров

пневматического,

ротационно­

го и взрывного действия. Эти копры в силу своих специфи­ ческих особенностей используются в основном ~ лабора276

торных

испытаний

малогабаритных

образцов

и

не

нашли

применения в заводской практике.

Для динамических испытаний крупногабаритных образцов в больmинстве случаев используют вертикальные копры, ко­ торые

нашли

применение

в трубной

промышленности

мя

проведения приемо-сдаточных испытаний по оценке трещи­

ностойкости

сварных

газопроводных

труб

большого

диа­

метра.

На вертикальных копрах испытываемые образцы или из­ делия разрушают с определенной высоты грузом. Применя­

ются копры как со свободно падающим грузом, так и с гру­ зом, движущимся по направляющим. Представляется возмож­ ным испытывать образцы различных габаритов и форм на

растяжение и

сжатие.

Кроме

того,

вертикальным

копрам

присуща относительная простота изготовления, компактность установки,

легкость

регулирования

скорости

удара

и

исход­

ного запаса энергии.

Поэтому для скоростного

нагружения плоских

образцов

на первоначальном этапе исследований использовался разра­ ботанный нами вертикальный копер. Конструкция верти­ кального копра представлена на рис.

4.18.

Мачта

ленная из трубы размером 350х12 мм длиной

изготов­

9,

6570

мм,

уста­

новлена на сварном основании 11. Внутри мачты перемеща­ ется ударник 8 (падающий груз), представляющий собой стальной

цилиндр с

полусферическим ударным

ударнику приварены две пластины,

торцом.

входящие в пазы

К

направ­

ляющих мачты, которые выполнены из уголков и приварены

к внутренней стенке трубы. В верхней части ударника ввер­ нут хвостовик

7 для

соединения с автоматическим захватно­

сбрасывающим устройством. Последнее состоит из корпуса

4, стакана 5 с закрепленными в нем кулачками б и рым-болта 19 для крепления грузового троса 2, управляемого лебедкой 10 грузоподъемностью 5000 Н. В исходном положении ударник находится внизу. Захват­ но-сбрасывающее устройство, двигаясь вниз, находит на ко­

ническую поверхность хвостовика ударника. При этом ку­ контактируя с конусной поверхностью хвостовика, под действием веса устройства nоворачиваются относительно

лачки, оси

закрепления и пропускают

утолщенную часть хвостови­

ка. После этого под действием пружни кулачки поворачива­

ются в обратную сторону, обеспечивая захват хвостовика. Для фиксирования заданной высоты

одно

из отверстий мачты

подъема ударника в

вводится упор

3.

При

подъеме

ударника корпус захватно-сбрасывающего устройства, дости-

277

.... ;: с::::.

10

11

12

13 и

15 ~

16

.... "'

Рве.

4.18.

КовструtЩИ!I вертикальвоrо копра Д1U1 вспытаввй плоских образ­ цов

гая упора, останавливается, а стакан с

кулачками и

ударни­

ком продолжают двигаться вверх. Кулачки, уnираясь свобод­ ным плечом в нижний торец корпуса, поворачиваются, осво­ бождая ударник.

~ удобства и обеспечения безопасности обслУ?.КИванИЯ в верхней части копра к его мачте приварены скобы 18 и ог­ раждение 17. Копер в сборе усrанавливается на бетонное ос­ нование размером

2'18

1500 х 1500 х 1500

мм.

Приспособление, подобное приспособлению мя статисти­ ческого нагружения, с образцом

части

на

основании

копра.

15

располагается в нижней

Приспособление

фиксируется

клиновыми поджимами. Нагружение образца обеспечивается передачей энергии падающего груза ансон-динамометр

13

мя

8

через демпфер

12

и пу­

регистрации качественной записи

осциллограммы. д,r.я центрирования динамометра и мя его свободного перемещения используется цилиндр

приваривается на основании приспособления

16.

14,

который

В цилиндРе

предусмотрены сквозные окна мя установки образца.

Ци­

линдр после разрушения образца· принимает на себя остаток энергии ударника и

исключает возможность

повторных

уда­

ров по образцу.

Технические данные копра: наибольший запас энергии

14

кА;ж., наибольшая скорость удара

ника

- 215

-

12,5

кг, масса копра (без фундамента)

-

м/с, масса удар­

- 3500

кг.

Параметры разрушения определяются тензометрированием

процесса разрушения образца фотопленку. д,r.я

регистрации

с

осциллографированием

процесса

скоростного

на

нагру­

жения и разрушения образца используются тензометрическая

установка УТС 1-ВТ-12 с рабочей частотой пропускания уси­

лителя от О до

7000

с- 1 и электронные или шлейфавые ос­

циллографы. Качественная запись осциллограммы лие

-

время

получена

в

применительно

результате

к

в

координатах

рассматриваемым

проведения

уси­

условиям

многочисленных

исследо­

ваний. В основу была положена гипотеза пластического удара

или мгновенного изменения скорости удара в начальный мо­ мент нагружения образца. За счет изменения податливости системы

соударяемых тел удавалось регулировать

производ­

ные действующего усилия по времени на начальном участке

диаграммы деформирования образца и обеспечивать качест­ венную

запись

осциллограммы

без

посторонних

синусо­

идальных колебаний. Для реализации этих условий в систему соударяемых тел

вводился достаточно податливый элемент (демпфер) из меди, изготовленный в виде цилиндра диаметром и высотой по

20 мм.

Этот демпфер устанавливался на крышке динамомет­

ра. О положительном влиянии демпфера на качество осцил­ лограмм свидетельствуют фактические осциллограммы испы­ тания одинаковых плоских образцов из стали 17Гl С на вер­ тикальном копре, представленные на рис. 4.19. Осциллограм­ мы, записанные с использованием демпфера, вполне пригод­ ны для обработки.

279

Рве. мы

4.19.

Осцвллоrрам­

в

"усилие саввые

коордвватах

-

вреМ!I'', запи­

при

испытаиии

плоских образцов иа вертикал.иом копре без

примеиеИИJI (а) примеиеиием (б) фера

Среди элементов блок-схемы рический динамометр онным

средством

13

важным является тензомет­

4.18),

(см. рис.

измерения,

от

и с демп-

служащий прецизи­

которого

зависит

точность

измеряемого сигнала.

Известно, что точность

измеряемого сигнала во

многом

зависит от характера распределения действуъоrцего усилия в упругом элементе, на который суrцественное влияние оказы­ вает перекос динамометра относительно

осевой

силы,

экс­

центриситет приложения действуъоrцего усилия и сама конст­ рукция динамометра.

Для экспериментальной проверки этих факторов,

влияю·

rцих на величину погрешности, исследовали два типа динамо­

метров (рис.

4.20).

Оптимальные размеры их выбирались и

расечитывались из условий максимальных усилий при разру­ шении образцов, обеспечения основных требований

к

эле-

б

а

090

Rl

о~

Рве.

4.20.

J::llU

....

036

....,

090

'Са;.

с::.

~

,+ 70

1

/!1Je коиструкЦIПI

дивамометров Д11J1 вспыт111111Й 11Л0СЮ1Х образцов

иа вертиttаЛ~>вом копре

2110

-

ментам схемы нагружения образца, из условий прочности и

других факторов. Динамометры изготовляли из стали 40ХМ с последующей

термической закалкой. Тензодатчики марки 2ПКБ сопротивлением 100 Ом и базой 10 мм наклеивали на динамометры по три

штуки

симметрично

относительно

оси

упругого элемента и соединяли последовательно в одно плечо измерительного моста.

Экспериментальная Проверка динамометров

сводилась к

установлению возможных погрщu:ностей при появлении пе­ рекоса

относительно

осевой

нагрузки

и

эксцентриситета

приложения измеряемого усилия. В результате установлено, что динамометр, у которого чувствительный элемент выпол­

нен в виде сплошного стержня (рис. 4.20, а), имеет при ис­ следованных факторах значительные погрешности, достига­ ющие

6,5-14%

и более. Динамометр, изготовленный в виде

плоского цилиндра {рис. обеспечивает

достаточно

измерений

не более

-

4.20,

б), при аналогичных факторах

высокую

2,5 %).

точность

{погрешность

Рабочие сечения упругих эле­

ментов сохранялись одинаковыми.

Получение

усилие

-

качественных

осциллограмм

в

координатах

время позволяет определять общую работу разру­

шения образца Аоб, работу зарождения трещины А,, работу распространения трещин АР, среднюю скорость распростра­ нения трещины

FПIIU'

vP

и

максимальную разрушающую нагрузку

Для расчета этих параметров разрушения с учетом осо­

бенностей данной схемы использовались расчетные

мости,

зависи­

предложенные в работе для определения составляю­

щих ударной вязкости.

Для непосредственного

определения

работы

зарождения

трещины А, и работы распространения трещины АР необхо­

димо учитывать энергию упругой деформации А;, накоплен­ ную в системе образец-машина, затраты энергии на пласти­

ческую деформацию демпфера А". Энергия упругой деформации А;, расходуемая на nроцесс расnространения трещины, оnределяется для данного образца по эмпирической зависимости:

Ас= у

где

=

t flfo&ц

F~ax

2· t(O,lбH- 2, 09-{0,lSH- 2.19)/aral

'

(4.14)

=

толщина образца; Н высота образца; farк относительный прогиб образца; f текущий

2.81

прогиб образца при максимальной нагрузке

мак­

Fmax; Fmax -

симальный прогиб образца в момент разрушения.

Величина Ад определяется по (рис.

4.21)

тарировочной

зависимости

энергии удара от деформации демпфера, которая

устанавливается на основе

тарировки демпферов на

верти­

кальном копре. Уточнения и доnущения (гипотеза пластичес­ кого удара, колебания соударяемых тел с приведеиной общей массой и др.), вносимые в исходные расчетные уравнения по определению энергетических характеристик трещиностойко­ сти, обусловили их количественную оценку.

С этой целью проверяли баланс исходного запаса энергии, накопленного в ударнике перед ударом, с энергией, характе­ ризующей в сумме отдельные этапы процесса:

W = где W = ту· v512

-

А"б

+ Аос + Ап + Апр•

(4.15}

общий исходный запас энергии; Аоб -

затраты энергии на разрушение образца; Аос

израсходованной энергии; Ап

-

-

остаток не­

потери энергии при падении

ударника внутри мачты копра; Апр

-

прочие потери энергии

(на звук, вибрацию и др.).

Аос определяли по осциллограмме процесса удара падаю­ щих тел системы о жесткую опору после разрушения образ­

ца. Потери энергии Ап от общей энергии Аоб принимали рав­ ными 4.4 %. Они были определены экспериментально непо­ средственно для данной конструкции копра по

результатам

замера скорости падения ударника. Установлено, что

v0

из-за

1000 750 500 250 Рис. 4.21. fрафп: ЭёUUICIIМocrв отвосвтелъвой деформации Е медвоrо демпфера от всходвоrо

10 282

20

30

Е,

%

эапаса эверrвв А.

трения

в .направляющих,

сопротивления

воздуха

по

которым

внутри

двигается

мачты,

ударник,

снижается

в

и

момент

выбора удара в среднем на

4,4 %. Затраты энергии Апр при­ [43], равными 3% от Аоб. Соотношение (4.15) проверяли при испытании плоских образцов высотой 70 мм из сталей 17Г1С и Ст.Зкп. Результа­ ты испытаний и расчета приведены в табл. 4.6 и свидетельст­ вуютонебольших (в пределах 1,9-3,9 %) расхождениях меж­ нимали, согласно

W

ду расчетным запасом энергии ходом

энергии

на

отдельные

и общим суммарным рас­

этапы

рассматриваемого

про­

цесса испытаний образцов на вертикальном копре.

Среднюю скорость распространения трещины определяли по зависимости

vP где Н

=

Hlt,

высота образца за вычетом глубины надреза;

-

{4.16) tP -

время, затраченное на распространение трещины.

Максимальная

разрушающая

нагрузка

F П14Х

определяется

непосредственно по осциллограмме.

Таким

образом,

выбранная

аппаратура,

разработанный

тензометрячеекий динамометр для регистрации процесса, ка­ чественная время

и

запись

осциллограммы

расчетные

зависимости

в

координатах

для

определения

усилие

-

трещино­

стойкости материалов обеспечивают достаточную точность и значительно повышают информативность испытаний сравни­ тельно крупногабаритных образцов для вертикальных копрах и могут быть использованы в заводской и исследовательской практике.

Однако,

как

сварных труб, кальном

показали

исследования

копре

имеются

свои

достаточно

ТабАица Рас-

Сталь

четный

на

запас

разру-

разца,

энергии

шение

17ПС

Ст.3кп

60 60 00 00 00 00 00

w. Аж. 4120 4120 5340 420 5340 5340

2900

серьезные

недо-

4.6

Расход исходного запаса энергии, Аж.

Высота обмм

трещиностойкости

при испытании плоских образцов на верти­

на

повтор-

ный образца удар Аос

~ 1590 1810 3400 2600

1950 1773

900

3709

1050 1210

3658

II::Ю

922 IЗSб

на

про-

преодо

чие

лени е

по-

трения

тер и

А,.

А",.

300 300 500 300 500 500 240

47,7 54,3 102,0 78,0

29.4 31,5 36,3

Поrреш

Всего

'Я57,7

4017,3 5132,0

3980,0 5218,4 5239,5 2842,3

н ость,

% 3,7 2.5 3,9 3,4 2,3 1,9 2,1

283

статки.

Вертикальный

копер

12

рость ударника не более

обеспечивает

начам.ную

ско­

м/ с и не позволяет в образцах из

пластичных трубных сталей достичь скорости распростране­

ния трещины свыше на

вертикальном

100-150

копре

ном динамическом

м/с. При испытании образцов

трещина

нагружении,

зарождается

что

не

при

характерно

скорост­ для

раз­

рушения реальных газопроводов.

Для устранения этих недостатков разработано специальное

устройство с аккумулятором

энергии

упругой деформации

для испытания плоских и других образцов испытательное оборудование всех

испытательных

машин,

[102, 103, 106].

принципиально используемых

в

Это

отличается

от

исследователь­

ских и заводских лабораториях. Сущность способа заключается в испытании образца ста­ тической нагрузкой с последовательно включенным в цепь нагружающей системы аккумулятором энергии упругой де­ формации (упругим элементом). В процессе роста нагрузки в

упругой системе, включающей устройство с аккумулятором, испытательную

машину

и

образец,

накапливается

энергия

упругой деформации, значительно превышающая работу, не­ обходимую для разрушения образца. нагрузкой

некоторого

критического

В момент достижения значения

происходит

скоростное разрушение образца за счет накопленной в сис­ теме энергии.

Принципиальная схема устройства с аккумулятором энер­ гии для испытаний плоского

4.22.

образца

представлена на

рис.

Испытания осуществляются в следующей последователь­

ности. Образец

4 нагружается нагрузкой F с помощью сило­ вой машины через аккумулятор 1 и пуансон 2 до заданного прогиба, обеспечивающего в статических условиях подраста­ ние трещины до критического размера. Величина заданного

прогиба образца устанавливается с помощью зазора а междУ пуансоном 2 и шарнирным узлом б. При выборе зазора а усилие F передается на шарнирный узел б до требуемой ве­

личины. При достижении нагрузки заданной величины шар­ нирный узел с силовым элементом

7

выводится мгновенно из

равновесия и вся накопленная энергия в

дается

на

разрушение

образца,

аккумуляторе

обеспечивая

пере­

необходимую

скорость роста трещины.

Конструктивно принципиальная схема устройства реали­ (рис. 4.23). Устройство состоит из гидроцилиндРа 4 (аккумулятор энергии) со штоком 6, рас­ зована следующим образом

полагаемым внутри предохранительного цилиндРа 5, который крепится на плите 9. Плита 9 устанавливается на стойках 10.

284

Рис. 4.22. Принципи­ алЬllая схема устрой­

F

сrва с аккумуЛJrТОром

эверrии

упруrой

де­

формации ДЛ!1. испы:­ тавий плоских образцов

Плоский

1

образец

с

навливается на стойке зец передается через

помощью

пальцев

шарнирно

уста­

Усилие с гидрацилиндра на обра­ шток б, перемещающийся внутри

10.

направляющего цилиндра 3. На конце штока крепится дина­ 17 для регистрации процесса разрушения образ­

мометр

ца. Кроме того, имеется специальный узел для регистрации энергии, оставшейся после разрушения образца, состоящий из реечной планки

13

и маховика

навливается тахогенератор

11.

располагается шарнирный узел

В

14

12,

на оси которого уста­

нижней

части

устройства

и два пневмоцилиндра

15

и 1б. Процесс испытания плоского образца на данном устрой­

стве происходит в следующей последовательности. Образец 1 нагружается через аккумулятор 4, шток б и пуансон 3 до за­ данного

прогиба

за счет выбора

зазора

а

между

верхней

плитой узла 14 и нижним торцем пуансона 3. В дальнейшем нагрузка передается на шарнирный узел 14 до необходимой величины. Затем отводится шток пневмоцилиндра 15, удер­ живающий шарнирный узел 14 в фиксированном положении, и с помощью другого пневмоцилиндра 16 узел 14 выводится из

равновесия.

Происходит

мгновенная

передача

упругой

285

F

800 Рис.

4.23.

Ковструктиввu схема устройСТВСI с еuutумуЛ!IТором эверrви упру­ rой деформiЩВИ ДЛJ1 вспъпёiВИJI плоскоrо образца

энергии, накопленной в rидроцилиндре

4,

на образец, кото­

рый динамически разрушается.

При испытании плоского образца на данном устройстве определяют максимальную разрушающую нагрузку Frrw 11•

dF/d1, т.е. nри спаде усилия. Ay(l) имеет максимальное значе­

На участке

1 ~ 12 происходит накопление

энергии уnругой деформации, и величина высвобождаемой энергии равна нулю. При дальнейшем росте трещины наблюдается уменьшение Ау.

A;w'

(1

> 12)

Разница между максимальным

и текущим Ау значениями характеризует величину вы­

свобождаемой энергии л;, которая выражается кривой

4.

Приращение высвобождаемой энергии по длине трещины

322

а

1

б

1 1 Рис.

н•

5.16.

К анализу IIUПieтRIUI paэpymeiiJIJI плоскоrо образца

dA; 1 dl можно представить в виде кривой 1 на рис. 5.16, б аналогично характеру изменения

Ay(l)

5.16,

(см. рис.

а). Сопо­

ставим последнюю зависимость с сопротивляемостью матери­

ала

разрушению,

характеризуемую

приращением

работы

[110)

для пло­

распространения трещины по длине. Согласно

ского образца сопротивляемость материала может быть вы­ ражена кривой

2.

В точке пересечения этих кривых В суще­

ствует соответствие высвобождаемой энергии затрачиваемой работе,

и трещина с этого

момента

получает возможность

распространяться без подвода энергии извне. Абсцисса этой точки в соответствии с Представлениями о хруnком

разруше­

нии характеризует длину критической трещины lжр·

При длине трещины

(dA; 1 dl),

1

>

l'&.P фактор, двигающий трещину

превышает сопротивляемость материала dAP/dl. В

результате трещина движется с

vP

а изменение ее скорости

3.

положительным

ускорением,

может быть представлено кривой

Полагая, что сопротивляемость материала с ростом скоро­

сти трещины понижается, изменение

dAP/ dl

между точками

В, В', В" можно представить пунктирной кривой

4.

Когда скорость трещины достигнет критического значения

v;P,

зависящего от свойства материала, температуры и на­

пряженного состояния, произойдет смена характера излома с

вязкого на хруnкий и наоборот. Для ситуации, рассмотрен­

5.16,

ной на рис.

б, наблюдаемая в образце

кристаллического излома

J..,.P

протяженность

определяется разностью абсцисс

точек С и С'. Таким образом, протяженность кристаллического излома в

образце является сложной функцией, зависящей не только от вязкости материала параметра

кривой

F(l)

к

dAP/ dl,

скорости

и кривой

скорости трещины

но и от чувствительности этого

трещины,

1,

v;P,

от

а также от

характера

изменения

значения критической

в свою очередь зависящего от ряда

факторов.

Такая сложная природа образования вида излома не поз­ воляет трактовать его как функцию только вязкости матери­ ала и подтверждает высказанное выше сомнение относитель­ но правомерности исnользования порога хлцдноломкости

по

виду излома в качестве характеристики для оценки сопротив­ ляемости материалов хруnкому разрушению.

324

5.4.

ВЛИЯНИЕ ЛОКАЛЬНОГО УТОНЕНИЯ

С1ЕНКИ НА ПРОЧНОСТЬ СВАРНЫХ ТРУБ

При удалении поверхностных металлургических дефектов (плен, раковин, закатов и т.п.) при производстве трубного листа, технологических дефектов (риски, забоины, вмятины и т.п.) на стенке трубы, а также при ремонте трубопровода, когда зачищаются поверхностные дефекты (риски, вмятины, забоины и т.п.), в ряде случаев толщина листа (стенки) в мес­ те расположения дефекта становится меньше регламентиро­ ванной

соответствующими

нормативными

документами.

В

таких случаях лист (труба) бракуются или используются

по

менее ответственному назначению, а в трубопроводе выреза­

ется участок трубы с дефектом. Между тем при определенных размерах локального утоне­ ния

уменьшение

толщины

стенки

не

должно

приводить

снижению прочности трубопровода. Эта особенность

к

влия­

ния локального ослабления на прочность трубопровода заме­

чена многими исследователями аналитические решения

ров локальных зон

по

[126

и др.). Ими предложены

установлению

с утонением стенки,

предельных

разме­

не снижающих пре­

дельную несущую способность трубопровода. Рассмотрим локальное утонение, имеющее форму эллипса, одна из осей которого по направлению совпадает с образу­

ющей трубопровода.

Толщину стенки в пределах утонения

примем постоянной. При нагружении трубы стенка в месте локального утоне­

ния выпучивается, т.е. наряду с окружной появляется и осе­ вая деформация. Величина внутреннего давления в этом

чае связана с текущими значениями толщины стенки

слу­

sY,

ок­

ружными и осевыми истинными напряжениями в полюсе вы­

пучины известной формулой Лапласа

(5.3) где

R1

и

R2

-

текущие значения радиуса кривизны в окруж­

ном и осевом направлениях соответственно.

Для определения допустимых значений члены правой части выражения

(5.3)

SJ

выразим

через окружную

все е;

и

осевую е; логарифмические деформации и приравняем пра­ вую часть

(5.3)

к максимальному давлению

Prou•

определяю­

щему прочность трубы без утонения.

325

Для определения деформаций

5.17.

е;

и

е;

обратимся

к

рис.

Откуда следует

11Ь = R2 arcsin-;. - Ь,

(5.4)

R

_ R2 -

sбl + Ь

(50 -

2

(5.5)

2(5- Sбl

(5.5)

При выводе уравнения

принято дополнительное усло­

вие, чтобы наружная поверхность выпучины в зените не вы­

ходила за габариты трубы. Такую геометрию локальное уто­ нение примет при экспандировании трубы внутренним NJ,ВЛе­

нием в жестких штампах.

Кроме того,

соблюдаться в трубопроводе, чтобы

это условие должно

не нарушать покрытие

за счет выпучины.

Используя

(5.4)

и

(5.5),

нетрудно определить и величину е;:

е; = ln( R

2

Ь

Из рис.

5.17

(5.6)

R2

аналогично можно получить

..

LJ.й

Здесь е 1 -

arcsin ..!!..).

=

R 1

•t . ае v . а arcs1n - - - ''О arcs1n-.

Rt

Ro

(5.7)

окружная логарифмическая деформация трубы

вне утонения;

Рве.

5.17.

К определевию осевой

Ez в окру:жвой

выпучввw

е; деформации в полюсе

_(50 -

SбJ 2 + 2е"(Ro -~RJ -а 2 Х 5 0 -sб + Roe

ки постоянным. Значительное снижение прочности сварного шва наблюдается лишь при распространении от границы по­

ры до поверхности образца менее 1О % толщины образца (рис. 5.19, в). Данные, представленные на рис. 5.19, позволяют достаточно аргументированно обосновывать нормы на газо­

вые поры,

не снижающие работоспособность

сварного со­

единения.

Шлаковые включения являются объемными дефектами, не имеющими определенной геометрической формы. Однако во всех случаях они имеют острые

ответвления,

но

с

радиусом

окончания несколько большим, чем у такdго трещинаподоб­

ного дефекта, как непровар. Коэффициент концентрации напряжений шлаковых включений колеблется в широком ди­ апазоне от О до 2,5. Из-за неопределенности формы шлако­ вых включений расчет концентрации напряжений шлаковых включений весьма затруднителен. Поэтому нормы на шлако­ вые включения зачастую примимаются по

аналогии с газовы­

ми порами, или непроварами. В работе (151] отмечается, что шлаковые включения мало влияют на снижение статической прочности,

а усталостная прочность понижается

только при числе циклов более

104 •

в основном

Наличие шлаковых вклю­

чений по объему в сопоставлении с газовыми порами не пре­

вышает

10%. 329

б

а

CJp,

СJи,

МПа

МПа

..

500

..

600

х

х

400

550

300-1---~--.....----.....-~

о

10

20

500

30

Уменьшение сечения,

2

3

4

5

7 d!Ro

6

%

(1 О"и,

МПа

..

600

550 500-1----...--------1 О 0,/ 0,2 b-R 0 о Рве.

5.i 9.

fpaфiUUI зависимосrи весущей способиосrи сварных соединений:

а - от уменьшения сечения пор, б - от взаимного расположения пор, в­ от глубины залегания пор /113); d - расстояние между порами, R0 радиус поры, 8 - глубина залегания nоры от nоверхности соединения, о толщи-

-

на изделия

В общем случае, как отмечает автор работы рование

допустимости

размеров

газовых

пор

[155], и

норми­

шлаковых

включений осуществляется на основе различных подходов. Поэтому нет единых достаточно обоснованных норм на эти дефекты. В этом нетрудно убедиться, если проанализировать норма­ тивные акты, существующие в производстве сварных труб на

различных трубных заводах по контролю качества сварного соединения труб, а также в различных технических источни­ ках. В качестве примера в табл. 5.5 представлен такой анализ для пор и шлаковых включений. Допустимые нормы взяты

из заводских инструкций Челябинского трубопрокатного за­

вода (ЧТПЗ) на изготовление сварных прямошовных труб диаметром 530-1220 мм, Алъметьевского трубного завода (АТЗ) на изготовление сварных спиральношовных труб диа­ метром 159- 426 мм, Быксунекого металлургического завода (ВМЗ) на изготовление сварных прямошовных труб диамет-

330

ТабАuца

5.5

Параметры дефектов в шве Размер ближайшего дефекта, мм

ДИаметр дефекта, мм

вмз

АТЗ

чтпз

2,5 2,5 2,5 2,5

1,5 1,5 1,5 1,5 1,5 1,3 1,3 1,3 1,3 1,1 1,1 1,1 0,8 0,8 0,4

3,2 3,2 3,2 3,2

API 5L 3,2 3,2 3,2 3,2

1,б

1,б

1,б

1,б

1,б

0,8

l,б

l,б

0,8 0,8 0,4

0,8 0,8 0,4

0.4 0,4 0,4

1,б 1,б

1,б

0,8 0,4

~

вмз

АТЗ

чтпз

2,5

1,5 1,3 1,1 0,8 0,4 1,3

3,2

API 5L 3,2

1,б

1,б

0,8 0,4

0,8 0,4

1,б

0,8 0,4

1,1 0,8 0,4 1,1 0,8 0,4 0,8 0,4 0,4

1,б

1,б

0,8 0,4 0,8 0,4 0,4

0,8 0,4 0,8 0,4 0,4

Минимальный интервал между дефектами, мм

вмз

$ 25 13 10 13 10 7 5 4

Максимальное ко.личество дефектов на мине шва 152,4 мм

АТЗ

чтпз

15 14 13 12 11 13 12 11 10 11 10

$,8 25,4 12,7 9,5 12,7 9,5

API 5L $,8 25,4 12,7 9,5 12,7 9,5

б,4

б,4

б

б,4

б,4

б

4,8 3,2

4,8 3,2

б

вмз

АТЗ

б

4 4 4 4 5 4

б б б

б б

5 5 5 5 б

8

б

10

8

8 8

8

lб

чтпз

API 5L

2

2

1

изменяется

1

изменяется

!

изменяется

4

4

изменяется

изменяется

8

8

изменяется

16

lб

ром

530-1020 мм,

а также из американского стандарта

API

на изготовление сварных газанефтепроводных труб. Все

5L

рассматриваемые трубы предназначены для сооружения газо­ нефтепроводных труб на рабочее давление до

Нетрудно видеть (см. табл. тии

существуют

фектов.

Эти

свои

5.5),

предельные

7,5 МПа.

что на каждом предприя­ шкалы

допустимости

расхождения чрезвычайно сложно

де­

объяснить.

Самые жесткие требования на допустимые поры и шлаковые включения установлены для спиральношовных труб (АТЗ), хотя спиральный шов нагружен по величине окружных на­

пряжений значительно меньше, чем продольный шов ВМЗ, ты

API 5L).

(ЧТПЗ,

Кроме того, в существующих нормах на дефек­

в сварных швах

имеются и другие достаточно

серьезные

недостатки, которые можно свести к следующим моментам:

не нормируется фекта; не

учитывается

обусловливающая

глубина высота

расположения

наружного

увеличение

живого

и

внутреннего де­

внутреннего

сечения

шва

швов,

и,

как

следствие, повышение несущей способности сварного шва по отношению к прочности основного металла;

отсутствует дифференциация дефектов в зависимости от При одной и той же толщине стенки, но

диаметра трубы.

при разных диаметрах уровень напряжений в швах

будет

различен;

не учитывается ориентация сварного

шва

труб

относи­

тельно действия главных окружных напряжений. Анализируя заводские нормы

на прочность и шлаковые

включения в виде цепочки или сплошных

продольных,

выяв­

ляют совершенно аналогичную ситуацию одиночным дефек­ там. В этом нетрудно будет убедиться в излагаемом др.лее ма­ териале (см. табл. 5.7). В целом любые исследования для установления обоснован­ ных решений по нормированию дефектов в сварных соеди­ нениях труб должны базироваться на единых теоретических

и экспериментальных материалах. Рассмотрим такой подход, используя результаты исследований, изложенных в работах

и в предыдущих разделах настоящей книги. Наличие дефекта в сварном шве снижает живое (нетто) се­ чение стенки трубы. Как следствие, снижается предельное разрушающее давление. Поэтому нормирование дефектов в

[76, 151)

трубах должно базироваться на

гарантированном

обеспече­

нии запаса прочности при эксплуатации. В общем случае д/1Я

газопроводов задается коэффициент прочности не менее

(n