Циклическая прочность поврежденного тройникового соединения
Рассмотрено влияние объемного поверхностного дефекта на напряженно-деформированное состояние тройникового соединения и его прочность при циклическом изменении внутреннего давления при расположении дефекта на поверхности трубы, противолежащей ответвлению. Результаты расчетов показывают, что для оценк...
Збережено в:
| Дата: | 2015 |
|---|---|
| Автори: | , , |
| Формат: | Стаття |
| Мова: | Russian |
| Опубліковано: |
Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
2015
|
| Назва видання: | Техническая диагностика и неразрушающий контроль |
| Теми: | |
| Онлайн доступ: | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/115917 |
| Теги: |
Додати тег
Немає тегів, Будьте першим, хто поставить тег для цього запису!
|
| Назва журналу: | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| Цитувати: | Циклическая прочность поврежденного тройникового соединения / П.С. Юхимец, С.В. Кобельский, В.В. Филипенков // Техническая диагностика и неразрушающий контроль. — 2015. — № 2. — С. 34-38. — Бібліогр.: 7 назв. — рос. |
Репозитарії
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine| id |
nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-115917 |
|---|---|
| record_format |
dspace |
| spelling |
nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-1159172025-02-09T10:15:38Z Циклическая прочность поврежденного тройникового соединения Cyclic strength of damaged tee joint Юхимец, П.С. Кобельский, С.В. Филипенков, В.В. Научно-технический раздел Рассмотрено влияние объемного поверхностного дефекта на напряженно-деформированное состояние тройникового соединения и его прочность при циклическом изменении внутреннего давления при расположении дефекта на поверхности трубы, противолежащей ответвлению. Результаты расчетов показывают, что для оценки остаточного ресурса Т-соединения в этом случае может быть использована в качестве консервативной оценки предложенная раннее инженерная методика оценки циклической прочности прямолинейного трубопровода. Этот вывод был сделан на основе серии расчетов МКЭ. Достоверность полученных результатов проверена в ходе циклических испытаний полноразмерного тройника. Работа выполнена при поддержке со стороны проекта INNOPIPES GA-2012-318874. 2015 Article Циклическая прочность поврежденного тройникового соединения / П.С. Юхимец, С.В. Кобельский, В.В. Филипенков // Техническая диагностика и неразрушающий контроль. — 2015. — № 2. — С. 34-38. — Бібліогр.: 7 назв. — рос. 0235-3474 DOI: doi.org/10.15407/tdnk2015.02.07 https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/115917 620.13.40 ru Техническая диагностика и неразрушающий контроль application/pdf Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України |
| institution |
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| collection |
DSpace DC |
| language |
Russian |
| topic |
Научно-технический раздел Научно-технический раздел |
| spellingShingle |
Научно-технический раздел Научно-технический раздел Юхимец, П.С. Кобельский, С.В. Филипенков, В.В. Циклическая прочность поврежденного тройникового соединения Техническая диагностика и неразрушающий контроль |
| description |
Рассмотрено влияние объемного поверхностного дефекта на напряженно-деформированное состояние тройникового соединения и его прочность при циклическом изменении внутреннего давления при расположении дефекта на поверхности трубы, противолежащей ответвлению. Результаты расчетов показывают, что для оценки остаточного ресурса Т-соединения в этом случае может быть использована в качестве консервативной оценки предложенная раннее инженерная методика оценки циклической прочности прямолинейного трубопровода. Этот вывод был сделан на основе серии расчетов МКЭ. Достоверность полученных результатов проверена в ходе циклических испытаний полноразмерного тройника. |
| format |
Article |
| author |
Юхимец, П.С. Кобельский, С.В. Филипенков, В.В. |
| author_facet |
Юхимец, П.С. Кобельский, С.В. Филипенков, В.В. |
| author_sort |
Юхимец, П.С. |
| title |
Циклическая прочность поврежденного тройникового соединения |
| title_short |
Циклическая прочность поврежденного тройникового соединения |
| title_full |
Циклическая прочность поврежденного тройникового соединения |
| title_fullStr |
Циклическая прочность поврежденного тройникового соединения |
| title_full_unstemmed |
Циклическая прочность поврежденного тройникового соединения |
| title_sort |
циклическая прочность поврежденного тройникового соединения |
| publisher |
Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України |
| publishDate |
2015 |
| topic_facet |
Научно-технический раздел |
| url |
https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/115917 |
| citation_txt |
Циклическая прочность поврежденного тройникового соединения / П.С. Юхимец, С.В. Кобельский, В.В. Филипенков // Техническая диагностика и неразрушающий контроль. — 2015. — № 2. — С. 34-38. — Бібліогр.: 7 назв. — рос. |
| series |
Техническая диагностика и неразрушающий контроль |
| work_keys_str_mv |
AT ûhimecps cikličeskaâpročnostʹpovreždennogotrojnikovogosoedineniâ AT kobelʹskijsv cikličeskaâpročnostʹpovreždennogotrojnikovogosoedineniâ AT filipenkovvv cikličeskaâpročnostʹpovreždennogotrojnikovogosoedineniâ AT ûhimecps cyclicstrengthofdamagedteejoint AT kobelʹskijsv cyclicstrengthofdamagedteejoint AT filipenkovvv cyclicstrengthofdamagedteejoint |
| first_indexed |
2025-11-25T18:19:38Z |
| last_indexed |
2025-11-25T18:19:38Z |
| _version_ |
1849787469452541952 |
| fulltext |
34 ТЕХНИЧЕСКАя ДИАГНОСТИКА И НЕРАЗРУШАЮЩИЙ КОНТРОЛЬ, №2, 2015
УДК 620.13.40
цИКлИЧЕсКАЯ ПРОЧНОсТь ПОВРЕЖДЕННОгО
ТРОйНИКОВОгО сОЕДИНЕНИЯ
П. с. ЮхИМЕЦ1, с. В. КОБЕЛЬсКИЙ2, В. В. ФИЛИПЕНКОВ3
1Иэс им. Е.О. Патона НАНУ. 03680, г. Киев-150, ул. Боженко,11. E-mail: office@paton.kiev.ua
2ИПП им. г.с. Писаренко НАНУ. 01014, Киев-014, ул. Тимирязевская, 2. E-mail: ips@ipp.kiev.ua
3Рижский техн. ун-т. LV-1048, г. Рига, ул. Азенес, 12/14. E-mail: info@rtu.ev
Рассмотрено влияние объемного поверхностного дефекта на напряженно-деформированное состояние тройникового
соединения и его прочность при циклическом изменении внутреннего давления при расположении дефекта на поверх-
ности трубы, противолежащей ответвлению. Результаты расчетов показывают, что для оценки остаточного ресурса
Т-соединения в этом случае может быть использована в качестве консервативной оценки предложенная раннее инже-
нерная методика оценки циклической прочности прямолинейного трубопровода. этот вывод был сделан на основе серии
расчетов мКэ. Достоверность полученных результатов проверена в ходе циклических испытаний полноразмерного
тройника. Библиогр. 7, табл. 6, рис. 6.
К л ю ч е в ы е с л о в а : тройниковое соединение, прочность, остаточный ресурс, коррозионный дефект, эрозион-
но-коррозионный износ
Основное внимание при выполнении этой работы
направлено на исследование влияния объемно-
го поверхностного дефекта (ОПД)) на прочность
тройникового соединения при циклическом вну-
треннем давлении. согласно данным работы [1]
имеются две основные зоны поражения Т-соеди-
нения эрозионно-коррозионным износом: вну-
тренняя поверхность основной трубы, противоле-
жащая ответвлению (рис. 1, зона І) и внутренняя
поверхность ответвления в области его сопряже-
ния с основной трубой в направлении продольной
оси основной трубы (зона II). Очевидно, что об-
разование коррозионных повреждений при под-
земной прокладке трубопровода возможно на всех
участках его наружной поверхности.
При определенных условиях коэффициент кон-
центрации напряжений (ККН) в ОПД может пре-
высить конструктивную концентрацию напря-
жения в области пересечения основной трубы и
ответвления. В этом случае напряжения в ОПД
приобретают особое значение.
Одним из возможных вариантов поиска оста-
точного ресурса поврежденного тройника являет-
ся непосредственное использование инженерной
методики, приведенной в работе [2]. Очевидно,
что такой подход может быть оправданным, если
он учитывает напряженно-деформированное со-
стояние (НДс) соединения и, по крайней мере,
исключает необоснованное продление его сро-
ка эксплуатации. Основные положения методики
включают:
– определение ККН на основе геометрических
параметров ОПД и трубопровода;
– построение усталостной кривой с использо-
ванием характеристик прочности и пластичности
материала трубы;
– определение числа циклов за время эксплуа-
тации трубопровода;
– расчет допускаемого числа циклов и оста-
точного ресурса на основании указанных выше
данных.
В данной работе предпринята попытка оценить
остаточный ресурс тройника с ОПД, расположен-
ного в области, противолежащей ответвлению, в
случае: внутренней поверхности – в зоне I; на-
ружной поверхности – в зоне III (см. рис. 1).
серия расчетов НДс методом конечных эле-
ментов (мКэ) [3] показала, что в качестве кон-
сервативной оценки остаточного ресурса Т-сое-
динения может быть использована инженерная
методика оценки циклической прочности по-
врежденного прямолинейного трубопровода [2].
Расчеты тройников были выполнены при воз-
действии внутреннего давления Р = 1 мПа. До-
стоверность полученных результатов была
проверена в ходе циклических испытаний полно-
размерного тройника.
Напряженно-деформированное состояние
тройникового соединения. Бездефектные зоны
I и III. При изложении были использованы следу-
ющие обозначения образующих на поверхности
тройника (см. рис. 1). Индексы «р» и «b» относят-
ся к поверхностной образующей трубы или ответ-
вления, индексы «i» и «о» – к внутренней или на-
ружной поверхности соответственно. Закрепление
концов тройника при воздействии внутреннего дав-
ления, как это было установлено на основании рас-
четов мКэ, не оказывает существенного влияния на © П. с. Юхимец, с. В. Кобельский, В. В. филипенков, 2015
35ТЕХНИЧЕСКАя ДИАГНОСТИКА И НЕРАЗРУШАЮЩИЙ КОНТРОЛЬ, №2, 2015
его НДс. Поэтому далее в тексте закрепление кон-
цов тройникового соединения, если это специально
не оговаривается, соответствует условиям экспери-
мента: один торец трубы является фиксированным,
другой ее торец и торец ответвления – свободными.
Некоторые отличительные особенности НДс в
зонах I и III рассматриваются на примере:
– неравнопроходного тройника (диаметр трубы
и ответвления неравны) 159×4,8 – 108×4 (159×4,8
– диаметр × толщина стенки трубы, мм; 108×4 –
диаметр × толщина стенки ответвления, мм);
– равнопроходного тройника 159×4,8 – 159×4,8.
В случае тройника 159×4,8 – 108×4 неравно-
мерность НДс в зонах І, III незначительная – по-
вышение напряжений в зоне I составляет ≈ 9 %, а
в зоне III их понижение ≈ 6 %. Данная тенденция
становится более выраженной по мере прибли-
жения диаметра ответвления к размеру основной
трубы (рис. 2). В случае равнопроходного соеди-
нения повышение напряжений в зоне I достигает
≈ 75 %, а понижение в зоне III ≈ 40 %.
Данные оценки влияния толщины стенки ос-
новной трубы и ответвления на НДс зоны I трой-
никового соединения, полученные на основании
расчетов мКэ [3], представлены на рис.3. Как
следует из рисунка, при увеличении толщины ос-
новной трубы в два раза (кривые 1, 2) ККН в зоне
I возрастает от 1,09 до 1,27; при таком же увели-
чении толщины ответвления (кривые 2 и 3) кон-
центрация снижается с 1,27 до 1,15. В случае рав-
нопроходного тройника при увеличении толщины
в два раза значение ККН снижается на 6...7 %.
Тройник с дефектом. Зависимость напряже-
ний в дефекте от месторасположения (внутрен-
няя (зона I) или внешняя (зона III) поверхность
Т-соединения) была исследована на основе расче-
та мКэ тройника 159×6,2 – 108×5,5. геометриче-
ские параметры соединения, в том числе размеры
дефекта (глубина b = 3,8 мм, длина 2с = 70 мм,
ширина 2d = 28 мм) соответствовали геометриче-
ским параметрам натурного образца.
В случае расположения повреждения на внеш-
ней поверхности трубы максимальное напряже-
ние σimax = 72,3 мПа наблюдается в самой глу-
бокой точке дефекта – так называемой вершине.
В случае внутреннего расположения максимум
σimax = 60,1 мПа сдвигается вдоль продольной оси
симметрии дефекта и позиционируется на проме-
жуточной глубине. Более высокие напряжения на
поверхности наружного дефекта, а также смеще-
ние максимального напряжения из вершины де-
фекта в случае внутреннего расположения может,
по-видимому, объясняться двумя основными при-
чинами: дополнительным изгибом стенки трубы;
неравномерностью распределения напряжений по
толщине стенки.
Рис. 1. Обозначение образующих и распределение напряже-
ний на поверхности Т-соединения: а – внутренняя; б – на-
ружная поверхность
Рис. 2. Распределение интенсивности напряжений вдоль об-
разующей 1pi (см. рис. 1) тройника: 1 – 159×4,8 – 108×4; 2 –
159×4,8 – 130×4; 3 – 159×4,8 – 140×4; 4 – 159×4,8 – 159×4,8;
5 – вдоль образующей 1pо тройника 159×4,8 – 159×4,8
Рис. 3. Распределение интенсивности напряжений вдоль
образующей 1pi тройника: 1 – 159×4,8 – 108×4; 2 – 159×10–
108×4; 3 – 159×10 – 108×8
36 ТЕХНИЧЕСКАя ДИАГНОСТИКА И НЕРАЗРУШАЮЩИЙ КОНТРОЛЬ, №2, 2015
В случае расположения дефекта в зоне III его
вершина – точка наибольшей концентрации на-
пряжений – вследствие геометрической неодно-
родности совпадает с более напряженными по
толщине стенки слоями металла. Напротив, для
дефекта зоны I характерно наложение вершины
на менее напряженные слои. Очевидно, что мак-
симальное напряжение представляет собой ком-
бинацию геометрической концентрации и номи-
нальных напряжений соответствующего слоя.
Основные закономерности влияния геометри-
ческих параметров дефекта на напряжения на
его поверхности даны на примере повреждения
в зоне I. Достаточно быстрый рост напряжений
наблюдается при увеличении глубины дефекта b
(рис. 4). Так, в случае постоянной длины и шири-
ны дефекта (2с = 60 мм; 2d = 28 мм) ККН для глу-
бины 2; 2,5 и 3 мм, составляет 1,93; 2,45 и 2,97
соответственно. К подобному росту напряжений
приводит и увеличение длины дефекта.
На рис. 5 представлены результаты расчета пря-
мой трубы 159×4,8 и тройников 159×4,8 – 108×4 и
159×4,8 – 159×4,8, имеющих дефект на внутренней
поверхности одинакового размера (b = 3 мм, 2с =
= 60 мм, 2d = 28 мм). Здесь для сравнения приведе-
ны напряжения в бездефектных тройниках 159×4,8
– 108×4 и 159×4,8 – 159×4,8. сопоставление ука-
занных вариантов показывает, что максимальные
напряжения возникают в дефекте, расположенном
на внутренней поверхности прямолинейного тру-
бопровода (кривая 1). Концентрация напряжений в
этом случае в 1,5 раза выше, чем в тройнике с та-
ким же повреждением в зоне I. Важно, что диаметр
ответвления не оказывает существенного влияния
на напряжения в дефекте (кривые 3, 4). Таким об-
разом, применение метода оценки остаточного ре-
сурса прямолинейного трубопровода с ОПД [2] для
расчета циклической прочности тройника с повре-
ждением в области, противолежащей ответвлению,
оправдано, поскольку с учетом изложенного выше,
такой подход дает консервативный результат.
Эксперимент. Натурный образец. Для экс-
периментального исследования циклической
прочности использовалось бесшовное тройни-
ковое соединение 159×6,0 – 108×5,0 (номиналь-
ный размер), изготовленное в соответствии с
гОсТ 17376–2001 [4] из трубной заготовки по
гОсТ 8731–74 [5]. материал тройника – сталь 20
гОсТ 1050–88 [6]. химический состав материала
следующий, мас. %: 0,17 – 0,24 C; 0,17 – 0,37 Si;
0,35 – 0,65 Mn; ≤ 0,040 S; ≤0,035 P; ≤0,25 Cr;
≤0,30 Ni; ≤0,08 As; ≤0,008 N; ≤0,30 Cu.
механические свойства материала определяли
на стандартных образцах, вырезанных из области
тройника, противолежащей ответвлению в коль-
цевом направлении после окончания циклических
испытаний. минимальные значения результатов
испытаний приведены в табл. 1.
Для изготовления испытательного образца к
торцам тройника были приварены отрезки труб.
Концы образца герметизированы посредством
толстостенных приварных плоских днищ (рис. 6).
Для подачи воды, используемой в качестве рабо-
чей жидкости, образец снабдили нагнетательным
и выпускным штуцером.
Углубление в форме части эллипсоида, ими-
тировавшее коррозионный дефект (глубина b =
= 3,8 мм; длина 2с = 70 мм, ширина 2d = 28 мм;
ККН при упругом нагружении ασ = 6,47) было
механически нанесено в зоне III. Размеры де-Рис. 4. Влияние глубины дефекта b: 1 – 2 мм; 2 – 2,5; 3 – 3 на
максимальные напряжения в зоне I тройника 159×4,8 – 108×4
Т а б л и ц а 1 . Механические свойства материала тройника
Источник данных Предел текучести σy, мПа Временное сопротивление σt, мПа Удлинение δ, % сужение ψ, %
механические испытания 253,1 428,8 22,7 50,3
сертификат 270 480 28,0 -
Рис. 5. Распределение интенсивности напряжений вдоль об-
разующей 1pi (совпадает с продольной осью симметрии): 1 –
прямой трубопровод 159×4,8 с ОПД; 2 – бездефектный трой-
ник 159×4,8 – 108×4; 3 – тройник 159×4,8 – 108×4 с ОПД;
4 – тройник 159×4,8 – 159×4,8 с ОПД; 5 – бездефектный
тройник 159×4,8 – 159×4,8 (величина ОПД: b = 3 мм, 2с =
= 60 мм, 2d = 28 мм)
37ТЕХНИЧЕСКАя ДИАГНОСТИКА И НЕРАЗРУШАЮЩИЙ КОНТРОЛЬ, №2, 2015
фекта были приняты исходя из двух основных
требований:
– ККН в дефекте должен превышать конструк-
тивную концентрацию (ασ~ 3,8, мКэ) в зоне II;
– разрушение образца при испытании, учиты-
вая особенности испытательного оборудования,
должно произойти на базе 1...2∙104 циклов.
Деформации в характерных зонах тройникового
соединения измерялись с помощью тензодатчиков
(см. рис. 6). Для измерения деформаций на поверх-
ности дефекта использовали датчики с базой 5 мм,
в других случаях – тензодатчики с базой 10 мм.
НДС натурного образца. Измерение деформаций
проводили в первых циклах нагружения при ступен-
чатом подъеме давления. экспериментальные зна-
чения кольцевых σφ и осевых σz напряжений в при-
варенных трубных секциях представлены в табл. 2.
В табл. 3 представлены результаты измерения и рас-
чета напряжений и деформаций в модельном дефек-
те на поверхности тройника и прямой трубы в упру-
гой области нагружения, а также для сопоставления
расчетных значений напряжений в зоне сопряжения
трубы и ответвления тройника.
Циклические гидравлические испытания. В по-
следующем натурный образец был подвергнут
циклическому гидравлическому нагружению, ко-
торое осуществлялось посредством подачи воды
внутрь образца с помощью насоса через нагнета-
тельный штуцер. сброс давления производился
через выпускной штуцер, соответственно. Нагру-
жение выполнялось в автоматическом режиме с
частотой 1,5...2,0 цикла в минуту.
История нагружения натурного образца приведе-
на в табл. 4. После наработки общего числа циклов
∑Ni = 17550 произошла разгерметизация образца
вследствие возникновения сквозной трещины, распо-
лагавшейся в дефекте вдоль образующей 1po.
Как следует из табл. 2, значения деформаций,
измеренных в трубных секциях, превышали рас-
четные величины, что могло быть следствием
некоторой несоосности, наблюдавшейся между
осями данных элементов натурного образца и со-
ответствующей осью тройника.
В табл. 3 представлены расчетные и экспе-
риментальные данные о НДс наиболее нагру-
женных зон тройника при упругом нагружении.
Видно довольно близкое соответствие между
окружными напряжениями εφ, измеренными с
помощью тензодатчиков на поверхности дефек-
та (3,5∙10–4), и деформациями εφ, рассчитанными
мКэ (3,7∙10–4): относительная разница составля-
ет Δ = 5,7 %. согласно результатам расчета мКэ,
максимальные окружные деформации на поверх-
ности дефекта превышают их интенсивность в Рис. 6. Натурный образец перед испытанием (а) и схема рас-
положения тензодатчиков 1–6 (б)
Т а б л и ц а 2 . Напряжения на наружной поверхности приварных труб (внутреннее давление 1 МПа)
D0, мм
σφ,, мПа Величина отноше-
ния напряжений
эксперимент/
Расчет
σz, мПа Величина отноше-
ния напряжений
эксперимент/
Расчет
эксперимент
(среднее)
Расчет эксперимент
(среднее)
Расчет
159 19,4 15,1 1,28 9,8 7,6 1,29
108 12,1 12,0 ≈1 7,1 6,0 1,18
Т а б л и ц а 3 . деформации и напряжения на поверхности тройника
Дефект Поверхность сопряжения
труба–ответвление
в тройнике в прямой трубе внутренняя наружная
εφ·10–4 εi·10–4 σi, MПa εi·10–4 σi, MПa σi, MПa
Показания
датчиков (среднее)
мКэ мКэ Данные работы [2] мКэ мКэ мКэ мКэ
3,5 3,7 3,6 3,3 7,3 3,7 4,4 1,2 – 1,3
Примечание: расчет согласно работы [2] был выполнен для прямой трубы D159×5,5 с дефектом такого же размера, что и на
натурном образце (толщина стенки трубы 5,5 мм соответствует толщине тройника в месте расположения дефекта)
38 ТЕХНИЧЕСКАя ДИАГНОСТИКА И НЕРАЗРУШАЮЩИЙ КОНТРОЛЬ, №2, 2015
≈ 1,028 раза. Использовав данное соотношение
для пересчета максимального значения интен-
сивности деформаций на поверхности дефекта
согласно данным работы [2] в деформацию εφ,
находим, что ее относительная разница по отно-
шению к экспериментальному значению состав-
ляет Δ ≈ –3,1 %. В свою очередь, расчетное (мКэ)
значение интенсивности деформации в ОПД в
зоне III (εi = 3,6∙10–4) практически достигло вели-
чины соответствующей характеристики в дефекте
такого же размера, расположенном на поверхно-
сти прямой трубы εi = 3,7∙10–4.
Измерение деформаций во время первых
10...20 циклов каждого заданного уровня измене-
ния давления показали, что амплитуда цикличе-
ских деформаций стабилизировалась. Величины
стабилизированных значений были на 15...20 %
ниже, чем деформации в «нулевом» полуцикле,
вследствие чего накопленная остаточная дефор-
мация была пренебрежимо малой и могла не учи-
тываться при оценке повреждаемости. Таким об-
разом, деформирование в дефекте происходило в
условиях жесткого нагружения.
согласно табл. 4, усталостное повреждение,
накопленное металлом в дефекте к моменту раз-
рушения, составляло Σdji = 0,56. следует отме-
тить, что усталостное повреждение, накапли-
ваемое при малоцикловом нагружении, обычно
находится в диапазоне d = 0,5...1,5 [7].
Относительно невысокое значение накопленно-
го повреждения может быть результатом исполь-
зования при построении расчетной усталостной
кривой заниженных механических свойств сред-
них по толщине стенки слоев металла тройника.
В то же время расчет остаточного ресурса соглас-
но [2] представляется надежной консервативной
оценкой, d = 1,89. Оценку усталостного повреж-
дения в ОПД в эксперименте осуществляли с ис-
пользованием линейного правила суммирования
повреждаемости:
d d
N
Nf fi
i
fi
= =∑ ∑ ,
где Nfi – число циклов до разрушения в циклах
i-го типа.
Выводы
Для оценки малоцикловой прочности бесшов-
ного тройникового соединения с объемным по-
верхностным дефектом может быть использован
расчет циклической прочности поврежденного
прямолинейного трубопровода. Если дефект име-
ет одинаковые размеры и расположен в области
тройника, противолежащей ответвлению, такой
расчет дает надежный консервативный результат.
В случае расположения дефекта на наружной
поверхности тройника в области, противолежа-
щей ответвлению, напряжения в дефекте в зави-
симости от его геометрических параметров могут
достигать значения напряжения в дефекте таких
же размеров на поверхности прямолинейного
трубопровода и превышать напряжения в обла-
сти сопряжения труба–ответвление. Поврежде-
ние такого же размера на внутренней поверхности
упомянутой области тройника по критериям ма-
лоцикловой прочности является менее опасным.
Работа выполнена при поддержке со стороны
проекта INNOPIPES GA-2012-318874.
1. Hiromi Shiihara. Research Institute Nippon Kaiji Kyokai
(ClassNK), “Current wall thinning measured on piping
system of main & aux. boiler plant in ships”, ASME-PVP
2008, USA (2008).
2. Юхимец П. С. Оценка остаточного ресурса трубопровода
с коррозионным повреждением с учетом изменения пара-
метров дефекта в процессе эксплуатации // цільова ком-
плексна програма НАНУ «Проблеми ресурсу і безпеки
експлуатації конструкцій, споруд та машин». – Київ: ІЕЗ
ім. Є.О. Патона, 2009. – с. 404–411.
3. Програмне забезпечення «Тривимірне скінчено елемент-
не моделювання теплового і теплонапруженого стану
елементів машинобудівних конструкцій (SPACE)» / си-
стема сертифікації УкрсЕПРО. – сертифікат відповід-
ності № UA1.017.0054634-04. – 2004.
4. ГОСТ 17376–2001. Детали трубопроводов бесшовные
приварные из углеродистой и низколегированной стали.
Тройники. Конструкция. – Введ. 01.11.2001.
5. ГОСТ 8731–74. Трубы стальные бесшовные горячедефор-
мированные. Технические требования. – Введ. 01.01.1976.
6. ГОСТ 1050–88. Прокат сортовой, калиброванный, со
специальной отделкой поверхности из углеродистой ка-
чественной конструкционной стали. Общие технические
условия. – Введ. 01.01.1991.
7. Когаев В. П., Махутов Н. А., Гусенков А. П. Расчеты дета-
лей машин и конструкций на прочность и долговечность.
– м.: машиностроение, 1985. – с. 224.
Поступила в редакцию
21.04.2015
Т а б л и ц а 4 . История циклического нагружения
Рmin, MПa Pmax, MПa Ni, цикл
эксперимент Данные работы [2]
εia∙10–3 Nf, цикл di εia∙10–3 Nf, цикл di
1,5 7,5 9200 0,88 1,2·106 0,01 1,63 29510 0,31
1,5 9,0 2600 1,24 93000 0,03 2,27 9812 0,26
1,5 10,0 3080 1,64 28540 0,11 2,77 5608 0,55
1,5 11,0 2670 2,63 6446 0,41 3,02 3470 0,77
суммарная повреждаемость 0,56 1,89
Примечания: Рmin, Pmax – минимальное, максимальное давление в цикле нагружения соответственно; εia – амлитуда ин-
тенсивности деформаций; Ni – число циклов данного i-типа; Nfi – число циклов до разрушения данного i-типа; di – доля
повреждаемости, аккумулированная в дефекте в циклах нагружения данного i-типа
|