Характеристики сопротивления разрушению материала трубопровода в зоне дефектов, риск отказа

Рассмотрены характеристики трубопроводных сталей и их сварных соединений, определяющие сопротивление разрушению в зоне обнаруженных дефектов. Акцентируется внимание на коррозионных дефектах утонения, а также развитии коррозионных трещин. На основе анализа литературных источников и исследований авто...

Повний опис

Збережено в:

Бібліографічні деталі
Опубліковано в: :	Автоматическая сварка
Дата:	2008
Автори:	Махненко, В.И., Великоиваненко, Е.А., Олейник, О.И.
Формат:	Стаття
Мова:	Російська
Опубліковано:	Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України 2008
Теми:	Научно-технический раздел
Онлайн доступ:	https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/99954
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:	Характеристики сопротивления разрушению материала трубопровода в зоне дефектов, риск отказа / В.И. Махненко, Е.А. Великоиваненко, О.И. Олейник // Автоматическая сварка. — 2008. — № 7 (663). — С. 5-14. — Бібліогр.: 12 назв. — рос.

Репозитарії

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine

_version_	1859609083296874496
author	Махненко, В.И. Великоиваненко, Е.А. Олейник, О.И.
author_facet	Махненко, В.И. Великоиваненко, Е.А. Олейник, О.И.
citation_txt	Характеристики сопротивления разрушению материала трубопровода в зоне дефектов, риск отказа / В.И. Махненко, Е.А. Великоиваненко, О.И. Олейник // Автоматическая сварка. — 2008. — № 7 (663). — С. 5-14. — Бібліогр.: 12 назв. — рос.
collection	DSpace DC
container_title	Автоматическая сварка
description	Рассмотрены характеристики трубопроводных сталей и их сварных соединений, определяющие сопротивление разрушению в зоне обнаруженных дефектов. Акцентируется внимание на коррозионных дефектах утонения, а также развитии коррозионных трещин. На основе анализа литературных источников и исследований авторов даются рекомендации относительно количественных значений указанных характеристик при статической нагрузке магистрального трубопровода. Considered are characteristics of pipeline steels and their welded joints, determining fracture resistance in the zone of detected defects. Attention is focused on corrosion thinning defects, as well as development of corrosion cracks. Proceeding from analysis of the publications and authors’ investigations, recommendations are given on quantitative values of the above characteristics under static loading on main pipeline.
first_indexed	2025-11-28T09:08:56Z
format	Article
fulltext	УДК 621.791:621.643.054/.069 ХАРАКТЕРИСТИКИ СОПРОТИВЛЕНИЯ РАЗРУШЕНИЮ МАТЕРИАЛА ТРУБОПРОВОДА В ЗОНЕ ДЕФЕКТОВ, РИСК ОТКАЗА Академик НАН Украины В. И. МАХНЕНКО, Е. А. ВЕЛИКОИВАНЕНКО, канд. физ.-мат. наук, О. И. ОЛЕЙНИК, инж. (Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины) Рассмотрены характеристики трубопроводных сталей и их сварных соединений, определяющие сопротивление разрушению в зоне обнаруженных дефектов. Акцентируется внимание на коррозионных дефектах утонения, а также развитии коррозионных трещин. На основе анализа литературных источников и исследований авторов даются рекомендации относительно количественных значений указанных характеристик при статической нагрузке магистрального трубопровода. К л ю ч е в ы е с л о в а : скорость почвенной коррозии, «рав- номерная» поверхностная коррозия, питтинги, канавочные дефекты, коррозионные трещины, вероятностные описа- ния, риск отказа Подход к оценке риска отказа с учетом обнару- женных дефектов в линейной части магистраль- ных трубопроводов при статическом нагружении, изложенный в работах [1, 2], требует оператив- ного знания соответствующих характеристик ма- териала, определяющих его сопротивление: раз- вития коррозионных процессов, обусловливаю- щих подрастание различных дефектов утонения; роста коррозионных трещин под напряжением; спонтанного распространения трещинообразных дефектов. Указанные механизмы являются наиболее ха- рактерными для возникновения отказа в линейной части современных магистральных трубопрово- дов как при наличии дефектов, так и при оценке соответствующих ремонтных конструкций, свя- занных с устранением дефектов [3]. Из практики известно, что коррозионное воз- действие, несмотря на серьезные меры по кор- розионной защите в современных магистральных трубопроводах [4], является одним из наиболее распространенных механизмов возникновения де- фектов и соответствующих отказов. Показателем коррозионной потери металла с поверхностей труб при нарушении антикоррозионной защиты является скорость поверхностной коррозии (г/(дм2⋅год) или мм/год). В работе [5] приведены экспериментальные результаты относительно почвенной коррозии трубопроводной стали в ес- тественных условиях, полученные на полевых станциях в различных районах бывшего СССР (табл. 1) и дополненные лабораторными иссле- дованиями. Последние показали, что в процессах почвенной коррозии трубопроводной стали боль- шое влияние на скорость коррозии как при рав- номерном, так и неравномерном разрушении (т. е. с образованием коррозионных каверн-питтингов), оказывают температурные условия. Лаборатор- ные исследования, выполненные в работе [5], по- казывают (рис. 1, табл. 2), что в температурном интервале 20 < Т ≤ 60 °С скорость равномерной коррозии возрастает пропорционально температу- ре, достигая для стали 17Г1С при T ≈ 40 °С 25…50 г/(дм2⋅год) (0,32…0,64 мм/год по толщине стенки трубы). Однако при температурах выше 80 °С скорость резко снижается, что связано с высыханием почвенной среды. При неравномерной коррозии, связанной с об- разованием макрокоррозионных пар, скорость коррозии может заметно возрастать с образова- нием каверн глубиной до 2,5 мм/год. Поэтому че- рез 5…6 лет трубопровод может прокорродиро- вать на глубину 10…12 мм по толщине стенки © В. И. Махненко, Е. А. Великоиваненко, О. И. Олейник, 2008 Рис. 1. Зависимость скорости коррозии стали 17Г1С от тем- пературы и концентрации хлористого натрия в мягкой воде (1), 1% (2); 3%(3) и 6 %-м (4) растворе хлористого натрия 7/2008 5 трубы [5], т. е. скорость коррозии составит около 2 мм/год. Определенное влияние на скорость кор- розии оказывает состав почвы (табл. 1, рис. 1). Однако с учетом температурного фактора и ха- рактера коррозионного разрушения (равномерное, неравномерное) это влияние относительно не- большое. Аналогичное замечание можно сделать и по влиянию состава трубной стали (табл. 2). С учетом изложенного, при отсутствии пря- мых наблюдений по скорости коррозионного уто- нения стенки трубы в зоне рассматриваемого де- фекта можно с определенной консервативностью рекомендовать при оценке риска отказа зависи- мость для средней скорости почвенной коррозии при механизме равномерного разрушения v _ п = 0,6 + 0,548T1,058 г/(дм2⋅год) ≈ ≈ 0,0077 + 0,007T1,058 мм/год, (1) Т а б л и ц а 1. Данные почвенной коррозии трубопроводной стали в естественных условиях в различных районах [5] Район размеще- ния полевых станций Общая характе- ристика почв на станции Температура, °С, на глубине, м Коррозия стали, г/(дм2⋅год), на глубине, м Характер корро- зионного разру- шения Глубина корро- зионных каверн, мм Удельное элект- росопротивле- ние грунта в районе полевой станции, Ом⋅м0,6 1,2 0,6 1,2 Крайний Север Салехард Суглинок (мерзлота) –1,5 –3,0 0,0 0,0 Равномерный — 230 Тарка-Сале Супесь +1,2 –0,9 0,8 0,0 130 Игрим Торфяник +1,3 +0,8 1,6 0,6 100 Сургут Супесь +2,2 +1,3 1,2 1,3 150 Надым Торфяник +2,3 –1,2 1,4 0,0 90 Ухта Суглинок +3,2 –1,1 1,9 0,0 120 Западная и Восточная Сибирь Тюмень Суглинок +4,6 +2,3 2,2 1,1 Равномерный — 190 Свердловск +9,2 +4,6 1,7 0,9 110 Челябинск Супесь +7,2 +3,6 1,6 0,9 130 Новосибирск +8,2 +4,1 1,9 0,7 160 Иркутск Чернозем +9,0 +5,0 2,1 0,9 100 Чита Суглинок +6,2 +4,2 1,3 1,1 145 Хабаровск Чернозем +9,3 +6,5 1,8 1,3 160 Омск Супесь +7,2 +4,3 2,0 1,4 180 Красноярск Суглинок +5,8 +6,4 1,2 0,43 120 Центральные и Южные районы Московская обл. Супесь +10,0 +8,3 7,8 4,8 Равномерный — 98,0 Полтавская обл. Чернозем +16,0 +13,0 12,9 16,9 Неравномерный 0,2 280 Краснодарский край +19,3 +15,8 18,2 17,31 0,5 250 Средняя Азия Ташкент Суглинок (засоленный) +19,0 +18,3 22,4 19,3 Равномерный — 0,7...3,0 Самарканд Супесь (засоленный) +19,8 +21,1 22,9 18,7 — 0,5...2,5 Бухара Известняк-пес- чаник +24,3 +22,0 25,6 16,9 Неравномерный До 0,8 280...300 Каган Супесь +26,0 +17,8 29,6 28,3 0,6...0,8 250...280 Ургенч Суглинок (засоленный) +28,4 +22,3 26,2 25,3 Равномерный — 1,5...2,8 Супесь +26,5 +21,4 28,3 24,8 Неравномерный 0,5...0,7 230...250 Пр и м е ч а н и я . 1. Указанные в таблице температуры на Крайнем Севере, в Западной и Восточной Сибири измеряли летом, в Средней Азии — преимущественно осенью. 2. Температура и удельное электросопротивление измеряли во время закладки образцов на испытание и во время их извлечения. 3. Образцы извлекали во всех случаях ровно через год. 6 7/2008 где T — температура стенки трубы (0 ≤ T ≤ 60 °С). При T = 40°С v _ п = 0,354 мм/год. Естественно, такие значения v _ п следует ис- пользовать для достаточно больших площадей утонения стенки трубы, выявленных при диаг- ностике, т. е. когда имеет место механизм «рав- номерной» коррозии. Для язвенных дефектов утонения стенки, как уже указывалось выше, скорость коррозии по тол- щине v _ п ≅ 2 мм/год является достаточно реальной. Для дефектов типа канавочных утонений стенки, где избирательность коррозионного процесса трудно исключить, можно с определенной кон- сервативностью принимать v _ п = 1 мм/год, как это сделано в работе [1]. Естественно, указанные средние значения скорости почвенной коррозии стенки трубы в ряде случаев могут существенно отличаться от реальных. Такие возможные отк- лонения в определенной степени можно учесть, используя вероятностные подходы к описанию риска аварии. Соответственно в этом случае сле- дует считать скорость vп случайной величиной, имеющей определенную плотность распределе- ния ϕv. Например, в случае усеченного нормаль- ного нормированного закона распределения ве- личины X (рис. 2) ϕX = 1 SX ⎡ ⎢ ⎣ ⎢ ⎢ 1 √⎯⎯⎯2πξX exp ⎡ ⎢ ⎣ – 12 ⎛ ⎜ ⎝ X – X __ ξX ⎞ ⎟ ⎠ 2 ⎤ ⎥ ⎦ ⎤ ⎥ ⎦ ⎥ ⎥ , AX ≤ X ≤ BX , (2) где SX = ∫ A X B X 1 √⎯⎯⎯2πξX exp ⎡ ⎢ ⎣ – 12 ⎛ ⎜ ⎝ X – X __ ξX ⎞ ⎟ ⎠ 2 ⎤ ⎥ ⎦ dX; AX, BX — границы усечения нормального закона распределения, выбираемые на основе реально возможных значений X; ξX — стандарт отклоне- ния случайной величины X. В условиях ограниченной информации удобно границы усечения связывать с величиной ξX. Нап- ример, AX = X __ – kξX, тогда в силу симметрии BX = = X __ + kξX, где k определяется условием 0 < k ≤ 3, Т а б л и ц а 2. Данные скорости почвенной коррозии трубопроводной стали от температуры в интервале 40…120 °С (60 % песка и 40 % глины) [5] Температура, °С Сталь Влажность коррозион- ной среды, % Коррозия трубопро- водной стали, г/(дм2⋅год) Среднее значение коррозии из трех образцов, г/(дм2⋅год) Глубина коррозион- ных каверн, мм/год 40 ± 2 17Г1С 21,3...15,8 24,8 25,6 0,7 Ст3 25,9 Шведская 26,0 60 ± 2 17Г1С 29,7...17,0 46,9 44,5 0,9 Ст3 41,6 Немецкая 80 ± 2 17Г1С 19,6...13,7 74,5 79,9 1,2 Ст3 85,0 Японская 80,3 100 ± 2 17Г1С 15,4...9,1 53,4 62,7 1,8 Ст3 69,6 Шведская 65,2 120 ± 2 17Г1С 23,7...1,0 20,4 19,7 2,6 Ст3** 19,6 Немецкая 19,2 Пр и м е ч а н и е . Сталь марки 17Г1С и Ст3 отечественного производства. Рис. 2. Плотность распределения величин X, соответствую- щая усеченному нормальному закону распределения 7/2008 7 полагая, что при k = 0 величина X является де- терминированной, равной X __ , а при k > 3 плотность распределения величины X очень незначительно отличается от нормального закона, когда A = –∞, B = +∞. Соответственно ξX = X __ – A k , т. е., зная средние значения скорости почвенной коррозии v _ п и при- мерно границу вероятного усечения A (например, Av п ≥ 0), можно приближенно строить кривую плотности распределения ϕv п . Чем больше конк- ретной информации относительно vп, тем точнее будет распределение ϕv п . При этом необязательно привязываться к нормальному закону распреде- ления. Возможны и другие описания случайной величины vп, в том числе и в виде графика ϕv п (vп), либо таблицы дискретных значений Πv п (vп) — час- тостей величины vп, когда Πv п (vп) = ϕv п (vп)∆vп. (3) Одним из опасных проявлений процесса поч- венной коррозии трубопроводов, особенно в зоне сварных соединений, является развитие корро- зионных трещин под напряжением. В условиях статического нагружения характеристикой сопро- тивления такому виду разрушения в настоящее время служит соответствующая диаграмма кор- розионной статической трещиностойкости мате- риала трубы при действии конкретной по составу и температуре агрессивной среды (рис. 3). Как видно из рис. 3, диаграмма коррозионной статической трещиностойкости связывает ско- рость роста размеров трещины (по глубине da/dt либо длине dc/dt) с величинами соответствующих значений коэффициента интенсивности напряже- ний KI(G) либо KI(D) в вершинах трещины. В достаточно общем случае такая диаграмма в за- висимости от величин KI имеет три участка. Учас- ток I (KI < KISCC) — зона развития трещины пре- имущественно по механизму электрохимической коррозии, II (KISCC < KI < KIC) — зона развития трещины по механизму водородного охрупчива- ния и III (KI > KIC) — зона, соответствующая спонтанному росту трещины. Получение такой диаграммы в каждом конк- ретном случае сочетания материала трубы, сос- тава и температуры агрессивной среды представ- ляет большой интерес для практики [6] и связано с большим объемом экспериментальных иссле- дований, что требует значительных затрат вре- мени [7]. Однако наиболее характерными пара- метрами являются величина KISCC и скорость рос- та v(KI) на участке II (рис. 3). Экспериментальное получение зависимости v – KI на участке II требует значительно меньших затрат времени и позволяет использовать опера- тивные методы, один из которых, развиваемый в настоящее время в ИЭС им. Е. О. Патона, описан академиком НАН Украины З. Т. Назарчуком в работе [7]. Метод позволяет использовать образцы относительно небольшого сечения, поскольку операция мониторинга роста трещины основана не на текущих измерениях линейных размеров трещины, а на регистрации интервалов времени между скачками роста трещины с помощью акус- тической эмиссии (рис. 4). Используется фунда- ментальное положение, что при KI > KISCC тре- щина увеличивается во времени скачками вели- чиной ∆l = αKI 2, где α — коэффициент пропор- циональности, примерно постоянный при l1 ≤ l ≤ ≤ λN (l1, lN — соответственно начальный и ко- нечный размеры трещины). Для получения необходимой зависимости v – KI используются следующие уравнения: ln = ln – 1 + ∆l n = 1, 2, … , N }, (4) Рис. 3. Диаграмма коррозионной статической трещиностой- кости (обозначения см. в тексте) Рис. 4. Схема экспериментального исследования коррозион- ных трещин: 1 — призматический образец; 2 — камера; 3 — уплотнение; 4 — вода; 5 — индентор; 6 — опора; 7 — пьезоэлектрический датчик; 8 — усилитель; 9 — источник акустической эмиссии; 10 — регистратор 8 7/2008 α = lN – l1 ∑ n = 1 N KI 2(ln) , ∆ln = αKI 2(ln), (5) KI(ln) = 6Fn √⎯⎯ln B ⎧ ⎨ ⎩1,93 – 3,07(ln ⁄ W) + 14,53(ln ⁄ W)2 – – 25,11(ln ⁄ W)3 + 25,8(ln ⁄ W)4}, (6) где F — усилие нагрузки (рис. 4); W — толщина образца; ln — длина трещины для n-го состояния. Из зависимостей (4)–(6) путем последователь- ных приближений определяются величины α при измеренных l1, lN, ∆ln, KI(ln). Затем, используя эк- спериментальные данные относительно времен- ных интервалов ∆tn, получаем зависимость vn = = ∆ln ⁄ ∆tn от KI(ln). Зона резкого уменьшения vn определяет величину KISCC. На рис. 5, а приведены результаты, получен- ные по описанной методике для образца из стали 17Г1С в 3 %-м растворе NaCl. Получаемая таким путем зависимость v – KI при KI > KISCC имеет большой разброс экспериментальных данных, поскольку реальный процесс водородного охруп- чивания при ∆l ≈ 5…10 мкм существенно зависит от геометрических и физических (микроструктур- ных) неоднородностей на пути роста трещины, а также от температуры. Указанное обстоятельство требует применения статистических методов. Для скорости роста тре- щины при KI > KISCC (на рис. 5, а для lоg v = = U) можно использовать нормальный усеченный закон (2): U __ = 1 N ∑ n = 1 N Un, ξU = ⎡ ⎢ ⎣ ⎢ ⎢ 1 N ∑ n = 1 N (Un – U __ ) ⎤ ⎥ ⎦ ⎥ ⎥ 0,5 , AU = U __ – 2ξU. (7) Для порогового значения коэффициента интен- сивности напряжений KISCC более логичным яв- ляется использование распределения Вейбулла, когда вероятность p(KI) = KISSC = 1 – exp ⎡ ⎢ ⎣ ⎢ ⎢ – ⎛ ⎜ ⎝ KI – K0 Kd – K0 ⎞ ⎟ ⎠ η ⎤ ⎥ ⎦ ⎥ ⎥ , (8) где параметры K0, Kd и η определяются при об- работке экспериментальных значений KI в зоне вероятных величин KISCC, среднее значение KISCC оценивают при p = 0,5, верхнее — при p = 0,95, нижнее — при p = 0,05 (рис. 5, а). По описанной методике для данных, приве- денных на рис. 5, получены следующие резуль- таты: U __ = 0,5, v _ = 3,2 мм/год, ξU = 0,25, соответственно AU = 0, BU = 1,0, или Av = 1 мм/год, Bv = 10 мм/год. (9) Решая уравнение относительно K0, Kd при η = = 4,0, получаем Kd = 12,2 МПа⋅м1/2, K0 = 9,91 МПа⋅м1/2, т. е. KISCC(p) = 9,9 + 2,29[– ln(1 – p)]0,25 (МПа⋅м1/2). (10) Описанный подход к определению характерис- тик сопротивления материала трубопровода кор- розионному разрушению в результате почвенной коррозии материала трубы при разрушении на- ружной антикоррозионной защиты может быть использован и для коррозионных дефектов на внутренней поверхности, естественно, при испы- тании материала стенки трубы в соответствующих условиях, определяемых в первую очередь сос- тавом агрессивной среды и ее температурой. Остановимся еще на одной группе характерис- тик материала стальных трубопроводов, опреде- ляющих сопротивление спонтанному росту тре- щинообразных дефектов. В настоящее время в ка- честве критерия, формулирующего указанную возможность при статическом нагружении вязко- хрупкого материала, достаточно широкое расп- Рис. 5. Диаграмма статической коррозионной трещиностой- кости для стали 17Г1С при температуре примерно 20 °С в 3%-м растворе NaCl (а) и полученная на основе кинетики испытания образца типа Шарпи с трещиной (б) 7/2008 9 ространение получил двухпараметрический кри- терий R6 [8], в котором сопротивление материала в зоне трещины вязкому разрушению отражается пределом текучести σт и временного сопротив- ления σв, а сопротивление хрупкому разрушению соответственно — критическим значением коэф- фициента интенсивности напряжений KIC при со- ответствующей температуре с учетом возможной деградации материала в процессе многолетней эк- сплуатации. Последнее замечание достаточно ак- туально, учитывая, что во многих странах, в том числе и в Украине, магистральные трубопроводы проработали уже не один десяток лет. Кроме того, известно, что, несмотря на тщательный отбор трубных сталей, возможность деградации проч- ностных свойств не исключается. Приведенные на рис. 6 экспериментальные данные из [9] относительно возможности старе- ния трубных сталей и деградации их характерис- тик типа σт, σв, σт/σв, δ достаточно наглядно де- монстрируют такую возможность, правда, в ос- новном для зоны сварных швов, где предвари- тельный нагрев до температуры 250 °С и пред- варительное деформационное растяжение около 2 % вполне возможны. Более реальны для основного металла труб данные из работы [9] на рис. 7 и 8, где сравни- ваются трубные материалы из запаса и после 21 года эксплуатации. Из данных на рис. 6, 7 следует, что характеристики σт и σв, ответственные в со- ответствии с критерием R6 [8] за развитие вязкого механизма разрушения в зоне трещинообразного дефекта, не остаются постоянными в процессе эк- сплуатации, т. е. при длительной эксплуатации примерно через 15–20 лет при соответствующих технических диагностиках заслуживает внимания уточнение реальных значений σт и σв по срав- нению с нормативными по состоянию поставки (табл. 3). Следует отметить, что для σт и σв всегда име- ется определенный разброс значений, укладыва- ющийся в нормальный усеченный закон распре- деления (2) при ξσ ≈ 20 МПа. Более сложной при технической диагностике является проблема оперативного определения зна- чений KIC в зоне обнаруженных дефектов в стенке Рис. 6. Диаграммы механических свойств (а–г) металла труб аварийного запаса в исходном состоянии (1), после старения и нагрева до 250 °С (2), после старения с предыдущей дефор- мацией 2 % (3) (точечная прямая — норма) Рис. 7. Диаграммы механических свойств (а–г) материала газопроводных труб диаметром 1420 мм, изготовленных из стали Х70 контролированной прокатки разными производи- телями: Э — трубы после долгосрочной эксплуатации (21 год); C — данные сертификатов (точечная прямая — норма) 10 7/2008 трубопровода, хотя для трубных сталей имеются многочисленные исследования в этом направ- лении, например, в табл. 4. Ограниченные тол- щины стенок (до 20…30 мм) не позволяют при характерных отношениях (KIC/σт) 2 > 50 мм для трубных сталей использовать стандартные образ- цы непосредственно из стенки трубы, поскольку характерная толщина образца B должна удовлет- ворять условию B > m ⎛ ⎝ KIC ⁄ σт⎞⎠ 2 , где коэффициент m ≈ 2,5. Указанное обстоятельство приводит к исполь- зованию косвенных методов, в основу которых положен эксперимент, связанный с измерением характеристики материала, достаточно хорошо коррелирующей с KIC и не требующий образцов больших сечений. Это критическое значение g- интеграла JC (МПа⋅м), когда [12] Рис. 8. Ударная вязкость металла труб диаметром 1420 мм из стали Х70 разных производителей: З — аварийный запас; Э — после эксплуатации Т а б л и ц а 3. Нормативные значения механических характеристик стальных труб по состоянию поставки [10] Марка стали/диаметр; толщина, мм σв, МПа σт, МПа δ, % KCV, Дж/см2 (при температуре, °С) 10Г2Т, 10Г2БТ/1420; 15,7 588 461 20 78,4 (–15) 10Г2ФБ/1420; 18,7 588 441 20 78,4 (–15) Х70/1420; 18,7 558,7 441 20 78,4 (–15) 09Г2ФБ, 08Г2ФЮ/1420; 16,8 549,2 421 19 78,4 (–15) 17Г1С-У/1020, 1220; 9,6-15,2 510 360 20 29,4 (–5) 17ГС/530; 7-10 510 353 20 29,4 (0) 13ГС/1020; 11,1, 1020; 9,5 510 539 363 402 20 20 29,4 (0) 29,4 (0) 17Г1С-У/1020; 9,6-14,9 510 363 20 39,6 (–40) 13Г2АФ/1020; 9,2-14,3 530 363 20 29,4 (–60) 09Г2ФБ, Х70/1420; 15,7 588,7 441 20 78,4 (–15) 17Г1С/1220; 10,5-12,5 1220; 12 588,7 510 412 362 21 39,2 (–15) 39,2 (–15) Т а б л и ц а 4. Результаты исследования вязкости раз- рушения KJC для трубных сталей при температурах –30 °С ≤ T ≤ 20 °С [11] Сталь и зона исследования T, °С KJC, МПа⋅м1/2 10Г2ФБ ОМ –30 230 +20 240 10Г2ФБ Металл шва –30 146 +20 206 10Г2ФБ ЗТВ –30 182 +20 240 06Г2НАВ ОМ –30 150 +20 130 06Г2НАВ Металл шва –30 148 +20 130 06Г2НАВ ЗТВ –30 130 +20 130 ВСт3кп ОМ –30 134 +20 170 17ГС –30 126 +20 136 17Г1С –30 186 +20 164 Х70 –30 300 +20 300 10ХГНМАЮ –30 140 +20 124 7/2008 11 KIC ≅ √⎯⎯⎯EJC 1 – ν2 (МПа⋅м1/2), (11) где E — модуль упругости материала; ν — коэф- фициент Пуассона, либо критическое раскрытие трещины нор- мального отрыва δC (м), когда [10] KIC = √⎯⎯⎯⎯⎯⎯δCσтE (МПа⋅м1/2), (12) либо энергия разрушения образцов Шарпи при ударе в соответствующих условиях для феррит- ной стали, когда KIC ≈ 8,47(KCV)0,63 (МПа⋅м1/2), (13) где KCV — энергия разрушения (Дж/см2) для стандартного образца Шарпи сечением 10 10 мм (см. табл. 3). Температурную зависимость KIC для трубных сталей при ограниченной экспериментальной ин- формации можно выразить с помощью зависи- мости [12] KIC(p) = 30 + 70 exp [0,019(T – T0)], p = 0,5, (14) где T0 определяется при известных KIC для ка- кой-либо температуры T, например, при темпе- ратуре TKCV получения KCV в (13), т. е. T0 ≈ TKCV – 1 0,019 ln ⎡ ⎢ ⎣ 8,47(KCV)0,63 – 30 70 ⎤ ⎥ ⎦ . (15) Получив среднее значение KIC (p = 0,5) для температуры эксплуатации (например, +40 °С — температура стенки трубы), можно согласно [12] с учетом зависимости (8) при K0 = 20 МПа⋅м1/2 и η = 4 [10] определить Kd, а затем вычислить значения KIC для любого p: KIC(p) = (Kd – 20)[–ln(1 – p)]0,25 + 20 (МПа⋅м1/2). (16) В результате получим всю необходимую ин- формацию относительно сопротивляемости мате- риала трубопровода спонтанному росту трещин. Из изложенного видно, что в каждом конк- ретном случае обнаруженного дефекта в трубоп- роводе из современных сталей можно найти ха- рактеристики материала, определяющие риск от- каза при соответствующих условиях эксплуа- тации. Вариация этих характеристик в заданных пределах определяет количественно вероятность отказа, т. е. чем шире пределы варьирования, тем выше вероятность отказа при постоянных средних значениях. Продемонстрируем это на примере расчета риска отказа для трубы из стали 17Г1С диаметром d = 1220 мм и толщиной стенки δ = 12,5 мм при рабочем давлении в трубе Pраб = 5,4 МПа (мем- бранные напряжения σm = 263,5 МПа) и Pраб = = 6,3 МПа (σm = 307,4 МПа) при исходных нор- мативных значениях механических свойств по табл. 5, принимаемых с определенной консерва- тивностью в качестве средних значений. Обна- руженные дефекты трещинообразного вида опи- сываются поверхностной полуэллиптической тре- щиной размерами a0 2c0, расположенной вдоль образующей j = 1...4 и вдоль окружности j = 5 (табл. 5) на наружной поверхности трубы. Предполагается, что в момент времени t = 0 произошло разрушение изоляции и рассматрива- емые дефекты начинают подрастать во времени со скоростью v по диаграмме v – KI на рис. 5, а при значениях ее параметров (9) и (10) и тем- пературе трубы 40 °С (табл. 5). Величины KI(j), рассчитываются в вершинах трещины j = G, D (рис. 9) по зависимостям [10] в различные мо- менты времени t, начиная с t = 0 последовательно с шагом ∆t KIj(j) = √⎯⎯⎯πa Q Fj(σm + Hjσв), j = D, G, (17) Т а б л и ц а 5. Исходные данные для расчета риска отказа в зоне обнаруженных поверхностных трещин в условиях коррозии (сталь 17Г1С) Номер трещин j a0 2c0, мм Направление σm, МПа σ __ т, МПа σ __ в, МПа Аа, мм ξa, мм Ас, мм ξс, мм 1 1,6 80 Вдоль образующей 307,5 360 510 1,2 0,2 — — 2 1,6 80 » » 307,5 412 588 1,2 0,2 — — 3 1,6 80 » » 263,5 360 510 1,2 0,2 — — 4 1,6 80 » » 263,5 412 588 1,2 0,2 — — 5 1,6 200 Вдоль окружности 154 360 510 — — 90 5 Пр и м е ч а н и е . KIC(p) = 161,5[–ln(1 – p)]0,25 + 20 (МПа⋅м1/2); KISSC(p) по (10); U __ = 0,5; ξU = 0,25; AU = 0; BU = 1,0; ξσ = 20 МПа; Aσ = σ __ – 2ξσ; j = 1, 3, 5 — без термообработки; j = 2, 4 — с термообработкой. где Q = 1+1,464(a/c)1,65; Fj = [M1 + M2(a/δ)2 + M3(a/δ)4]gj; M1 = 1,11 + 0,09(a/c); M2 = –0,54 – 0,89 0,2 + a ⁄ c ; 12 7/2008 M3 = 0,5 – 1 0,65 + a ⁄ c + 14(1 – a ⁄ c)24; gG = 1, gD = [1 + (0,1 + 0,35) (a ⁄ δ)2] √⎯⎯⎯⎯a ⁄ c ; HG = 1 – (1,22 + 0,12a ⁄ c)a δ + + [0,55 – 1,05(a ⁄ c)0,75 + 0,47(a ⁄ c)1,5] (a ⁄ δ)2; HD = 1 – 0,34(a/δ) – 0,11(a/c)(a/δ); a(t) = a(t – ∆t) + v(KIG)∆t; c(t) = c(t – ∆t) + v(KID)∆t. (18) Для σref, ответственного за вязкое разрушение в зоне трещины в критерии R6 [8] только от мем- бранных напряжений σm, используются зависи- мости, описанные в работах [6, 12]. Для трещин вдоль образующей σref = MSσm, MS = 1 – 0,85 a ⁄ δ 1 Mt 1 – 0,85a ⁄ δ , Mt = 1,0005 + 0,49001λ + 0,32409λ2 1,0 + 0,50144λ – 0,01106λ2 , λ = 1,818a √⎯⎯δd 2 . (19) Для трещин вдоль окружности σref = σmZ, Z = ⎧⎨ ⎩ 2α π – (a ⁄ δ)θ π ⎡⎢ ⎣ 2 – (2 ⋅2δ ⁄ d) – 2a ⁄ d 2 – 2δ ⁄ d ⎤ ⎥ ⎦ ⎫ ⎬ ⎭ –1 , θ = 2πc 4d , α = arccos(A sin θ), A = χ (1 – τ)(2 – 2τ + χτ) + (1 – τ + χτ)2 2[1 + (2 – τ)(1 – τ)] , χ = a δ , τ = 2δ d . (20) Из приведенных на рис. 9 результатов расчета вероятности отказа следует, что в результате сок- ращения времени эксплуатации t при поврежден- ной антикоррозионной изоляции и снижения ра- бочего давления Pраб можно заметно снизить ве- роятность отказа. Использование стали 17Г1С с более высокими σт и σв (после термообработки) также способствует таким результатам. Влияние разброса задаваемых значений ско- рости коррозионного роста рассматриваемой тре- щины приведено на рис. 10, где показаны рас- четные значения вероятности отказа p для кор- розионной трещины j = 4 по табл. 5 и рис. 9 для трех вариантов усечения принятого нормаль- ного закона распределения функции U = log v по рис. 5: U __ = 0,5, ξU = 0,25. Вариант 1: AU = 0,25; BU = 0,75, что соответствует Av = 1,78 мм/год и Bv = 5,62 мм/год (рис. 11, кривая 1). Вариант 2: AU = 0; BU = 1,0, что соответствует Av = 1 мм/год; Bv = 10 мм/год (рис. 11, кривая 2). Вариант 3: AU = –0,25; BU = 1,25, что соответствует Av = = 0,56 мм/год; Bv = 17,8 мм/год (рис. 11, кривая 3). Из приведенных данных видно, что сущест- венное ограничение области рассеивания значе- ний v при переходе от варианта 3 к варианту 1 приводит к завышению ресурса безопасной экс- плуатации трубопровода с рассматриваемым весь- ма опасным дефектом. И хотя это завышение не превышает одного года, тем не менее оно пока- зывает важность учета «хвостов» в распределе- ниях ϕX для исходных данных. Рис. 9. Кинетика роста во времени t риска отказа для корро- зионных трещин в стенке трубы 1220 12,5 мм из стали 17Г1С по табл. 5 Рис. 10. Результаты расчета риска отказа для коррозионной трещины j = 4 по табл. 5 для трех вариантов усечения расп- ределения функции U = log v Рис. 11. Нормированные плотности распределений величин ϕv для трех вариантов усечения нормального распределения функции U = log v при v _ = 3,2 мм/год (обозначения см. в тексте) 7/2008 13 Выводы 1. Для современных подходов к оценке риска от- каза в зоне обнаруженных дефектов несплошнос- ти материала трубопроводов при статической наг- рузке необходима информация относительно сопротивления материала коррозионным разру- шениям (различные виды поверхностной кор- розии и росту коррозионных трещин), а также спонтанному росту трещинообразных дефектов. 2. Имеющиеся литературные данные относи- тельно скорости поверхностной почвенной кор- розии, полученные в естественных условиях для образцов из трубных сталей в различных районах бывшего СССР, показывают, что значительное влияние на коррозионную скорость потери ме- талла оказывают температурные условия. При изменении температуры в пределах 10…60 °С скорость равномерной поверхностной коррозии увеличивается примерно в 5…6 раз. На основе анализа имеющихся эксперимен- тальных данных для скорости поверхностной поч- венной коррозии можно рекомендовать исполь- зование усеченного нормального закона распре- деления при средних значениях v _ п, зависящих от температуры по (1) для равномерной коррозии, увеличивая эти значения примерно в 3 и 5 раз соответственно для канавочных и язвенных де- фектов в условиях коррозии. 3. Накопление информации относительно ско- рости роста коррозионных трещин под напряже- нием для трубных сталей на основе современных подходов механики разрушения представляет боль- шой интерес для практики, поскольку такие дефек- ты являются наиболее опасными в условиях кор- розионного повреждения трубопровода. 4. Вязкость разрушения материала, определя- ющая сопротивление спонтанному росту тре- щинообразных дефектов в трубных сталях, в процессе длительной эксплуатации требует соот- ветствующего контроля, реализация которого эк- спериментально возможна в основном только кос- венными методами. Особое внимание для опи- сания стохастичности величин KIC заслуживают подходы, основанные на распределении Вейбулла в сочетании с «мастер-кривой» (10). 1. Махненко В. И., Великоиваненко Е. А., Олейник О. И. Риск-анализ как средство формализации принятия реше- ний, связанных с неплановым ремонтом сварных конс- трукций // Автомат. сварка. — 2008. — № 5. — С. 5–10. 2. ISO SD 16708 Standard. Petroleum and natural gas industri- als. Pipeline transportation systems. Reliability. — Based Limit State Methods, 2000 (Oct.). 3. Бут В. С., Олійник О. І. Стратегія розвитку технологій ремонту діючих магістральних трубопроводів // Пробле- ми ресурсу і безпеки експлуатації конструкцій, споруд та машин / За ред. Б. Є. Патона. — К.: Ін-т електрозва- рювання ім. Є. О. Патона НАНУ, 2006. — С. 491–496. 4. ДСТУ 4219–2003. Трубопроводи сталеві, магістральні. Загальні вимоги до захисту від корозії. Чинний з 01.12.2003. 5. Марченко А. Ф. Почвенная коррозия трубопроводной стали и магистральных трубопроводов // Стр-во трубоп- роводов. — 1995. — № 1. — С. 29–34. 6. Махненко В. И. Ресурс безопасной эксплуатации свар- ных соединений и узлов современных конструкций. — Киев: Наук. думка, 2006. — 618 с. 7. Механіка руйнування та міцність матеріалів: Довідник. посібник. — В 6 т. Т. 5. Неруйнівний контроль і технічна діагностика / За ред. З. Т. Назарчука. — Львів: ФМУ ім. Г. В. Карпенка НАН України, 2001. — 1132 с. 8. Assessment of the integrity of structures containing defects / L. Milne, R. A. Ainsworth, A. R. Dowling, A. T. Stewart // CEGB, Report R/H/R6, Revision 3, April 1986. 9. Рибаков А. О., Семенов С. Є., Гончаренко Л. В. Оцінка стану та проявів деформаційного старіння металу газоп- роводів при використанні сталі контрольованої прокатки // Проблеми ресурсу і безпеки експлуатації конструкцій, споруд та машин / За ред. Б. Є. Патона. — К.: Ін-т елект- розварювання ім. Є. О. Патона НАНУ, 2006. — С. 324– 327. 10. ВБН В.2.3–00018201.04–2000. Расчеты на прочность действующих магистральных трубопроводов с дефекта- ми. — Киев: Госнефтегазпром, 2000. — 56 с. 11. Красовский А. Я., Красико В. Н. Трещиностойкость ста- лей магистральных трубопроводов. — Киев: Наук. дум- ка, 1990. — 172 с. 12. Fitness-for-service. American petroleum institute. Recom- mended Practice 579, 2000. — 625 p. Considered are characteristics of pipeline steels and their welded joints, determining the fracture resistance in the zone of the found defects. Attention is focused on corrosion thinning defects, as well as development of corrosion cracks. Proceeding from analysis of the published sources and authorsТ investigations recommendations are given on quantitative values of the above characteristics at static load on the main pipeline. Поступила в редакцию 18.01.2008 14 7/2008
id	nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-99954
institution	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
issn	0005-111X
language	Russian
last_indexed	2025-11-28T09:08:56Z
publishDate	2008
publisher	Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
record_format	dspace
spelling	Махненко, В.И. Великоиваненко, Е.А. Олейник, О.И. 2016-05-14T16:22:25Z 2016-05-14T16:22:25Z 2008 Характеристики сопротивления разрушению материала трубопровода в зоне дефектов, риск отказа / В.И. Махненко, Е.А. Великоиваненко, О.И. Олейник // Автоматическая сварка. — 2008. — № 7 (663). — С. 5-14. — Бібліогр.: 12 назв. — рос. 0005-111X https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/99954 621.791:621.643.054/.069 Рассмотрены характеристики трубопроводных сталей и их сварных соединений, определяющие сопротивление разрушению в зоне обнаруженных дефектов. Акцентируется внимание на коррозионных дефектах утонения, а также развитии коррозионных трещин. На основе анализа литературных источников и исследований авторов даются рекомендации относительно количественных значений указанных характеристик при статической нагрузке магистрального трубопровода. Considered are characteristics of pipeline steels and their welded joints, determining fracture resistance in the zone of detected defects. Attention is focused on corrosion thinning defects, as well as development of corrosion cracks. Proceeding from analysis of the publications and authors’ investigations, recommendations are given on quantitative values of the above characteristics under static loading on main pipeline. ru Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України Автоматическая сварка Научно-технический раздел Характеристики сопротивления разрушению материала трубопровода в зоне дефектов, риск отказа Characteristics of fracture resistance of pipeline material within the zone of defects, risk of failure Article published earlier
spellingShingle	Характеристики сопротивления разрушению материала трубопровода в зоне дефектов, риск отказа Махненко, В.И. Великоиваненко, Е.А. Олейник, О.И. Научно-технический раздел
title	Характеристики сопротивления разрушению материала трубопровода в зоне дефектов, риск отказа
title_alt	Characteristics of fracture resistance of pipeline material within the zone of defects, risk of failure
title_full	Характеристики сопротивления разрушению материала трубопровода в зоне дефектов, риск отказа
title_fullStr	Характеристики сопротивления разрушению материала трубопровода в зоне дефектов, риск отказа
title_full_unstemmed	Характеристики сопротивления разрушению материала трубопровода в зоне дефектов, риск отказа
title_short	Характеристики сопротивления разрушению материала трубопровода в зоне дефектов, риск отказа
title_sort	характеристики сопротивления разрушению материала трубопровода в зоне дефектов, риск отказа
topic	Научно-технический раздел
topic_facet	Научно-технический раздел
url	https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/99954
work_keys_str_mv	AT mahnenkovi harakteristikisoprotivleniârazrušeniûmaterialatruboprovodavzonedefektovriskotkaza AT velikoivanenkoea harakteristikisoprotivleniârazrušeniûmaterialatruboprovodavzonedefektovriskotkaza AT oleinikoi harakteristikisoprotivleniârazrušeniûmaterialatruboprovodavzonedefektovriskotkaza AT mahnenkovi characteristicsoffractureresistanceofpipelinematerialwithinthezoneofdefectsriskoffailure AT velikoivanenkoea characteristicsoffractureresistanceofpipelinematerialwithinthezoneofdefectsriskoffailure AT oleinikoi characteristicsoffractureresistanceofpipelinematerialwithinthezoneofdefectsriskoffailure

Характеристики сопротивления разрушению материала трубопровода в зоне дефектов, риск отказа

Репозитарії

Схожі ресурси