«РАЗРАБОТКА НАУЧНЫХ ОСНОВ ЭКСПРЕСС-МЕТОДОВ РАСЧЕТА ХАРАКТЕРИСТИК ПРОЧНОСТНОЙ БЕЗОПАСНОСТИ ОБОЛОЧКОВЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ТРУБОПРОВОДНЫХ СИСТЕМ В ВОДОРОДСОДЕРЖАЩИХ РАБОЧИХ СРЕДАХ ...»
Таблица 3.1 – Коэффициенты прочности сварных швов [42]
Использование таких значений с обеспечивает безопасность эксплуатации конструкций, но в ряде случаев может приводить к неоправданному повышению их металлоемкости.
В настоящей работе, базируясь на известных критериях в механике разрушения, регламентированных ГОСТ 25.506-85 [50], рассмотрена возможность расчетной оценки коэффициента прочности сварных швов (рисунок 3.5). В частности, в указанном документе для оценки перенапряженности сталей вводится совокупность критических Кс, коэффициентов интенсивности напряжений определяемых на прямоугольных образцах с боковой трещиной с различными значениями относительной глубины h ( h h /, где толщина модели или трубы), которую принято называть пределом трещиностойкости и обозначать символом I с. Другими словами: I с К с h.
На наш взгляд, для оценки трещиностойкости сталей целесообразно использовать относительные критерии, например, вводя предельно
прочности стали в нв в. Для оценки коэффициента интенсивности напряжений для образца с боковой трещиной может быть использована следующая формула:
К1 нв 1 h h У 2 нв 1 h h 1 6 h 2, (3.2) которая адекватно отвечает более сложной зависимости, приведенной в ГОСТ 25.506-85 [50].
Величина т р в работе [84] введена априорно и использована в ряде нормативных материалов [50, 86, 184] по расчетам прочности и ресурса трубопроводов.
Коэффициент трещиностойкости т р зависит от относительной глубины трещины h и исходных свойств стали. Взаимосвязь т р h экстремальная с минимумом при h 0,5 [50, 113, 116, 121, 136, 184, 248]:
Установлено, что значение т р т р зависит лишь от механических свойств стали, в частности от соотношения пределов текучести т и прочности в К т в т / :
Для большинства сварных соединений трубопроводов величина С изменяется в пределах от 0…0,5.
Поэтому на рисунке 3.7 построены зависимости коэффициента прочности с от относительной высоты усиления односторонних швов С (при 0,5 ) в пределах указанной величины.
0,9 0,75 0,8 0,85 0,7 0,6 0,5 0,95 0,4 С 0 0,1 0,2 0,3 0,4
При фиксированных значениях C коэффициент c тем ниже, чем больше К т в (рисунок 3.8).
С учетом угла перехода формула (3.7) приобретает следующий вид:
0,8 0,25 0,6 С 0,5 0,4 0,2 /2
При возможности определения радиуса кривизны в окрестности перехода от металла шва к основному металлу коэффициент прочности можно определять по теоретическому коэффициенту концентрации напряжений.
Зависимости в от в, рассчитанные по формуле (3.12) показаны на рисунке 3.11.
Видно, что экспериментальные данные [102] достаточно адекватно отвечают формуле (3.12).
Установленные выше закономерности относятся к протяженным сварным швам.
где сп коэффициент прочности протяженного шва; m / D.
Таким образом, базируясь на основных положениях механики деформации и разрушения, разработаны и апробированы методы расчетного определения коэффициентов прочности сварных односторонних швов, выполненных ручной электродуговой сваркой.
Получены формулы для оценки пределов трещиностойкости труб в зависимости от соотношения пределов текучести и прочности К т в и равномерного относительного сужения в.
Произведена оценка коэффициентов сингулярности в различных моделях сварных швов, изменяющихся от 0 до 0,5.
Обоснованы аналитические зависимости для определения коэффициентов прочности односторонних сварных швов с произвольной протяженностью в зависимости от коэффициента сингулярности и отношения пределов текучести и прочности.
3.3 Особенности расчетов предельной прочности ОЭ ТС с трещиноподобными утонениями стенок, работающих в водородсодержащих средах Одной из распространенных моделей с трещиноподобным утонением стенок ОЭ ТС является прямоугольная пластина (образец) с острым V-образным надрезом (рисунок 3.13). К острым можно относить надрезы (повреждения), имеющие радиус закругления в вершине 0,1 мм [12, 77, 263]. В этом случае для оценки характеристик прочности оболочковых элементов количество переменных параметров снижается, по крайней мере, до двух (относительная глубина надреза h h / в и его раскрытие ).
Оценку взаимосвязей характеристик прочностной безопасности оболочковых элементов с утонениями их стенок V-образными оболочковых элементов можно производить путем непосредственного эксперимента [184] или по теоретическим закономерностям напряженного состояния твердых тел с острыми углами (вырезами) [12, 83, 102].
Приведем некоторые основные результаты исследований по оценке упругопластического напряженно-деформированного состояния на примере образца типа 5 по ГОСТ 25.506-85 с острым V-образным утонением стенок элементов ОЭ ТС.
Распределение напряжений в окрестности вершины V-образного утонения описывается следующими формулами, являющимися следствием известной задачи Колосова-Мусхелишвили:
Оценка прочности оболочковых элементов с V-образными трещиноподобными утонениями стенок По аналогии с моделями с трещинами предельное состояние образца с надрезом будет реализовываться при К К с, где К с предельное
напряжений К с, при котором разрушающие напряжения в нетто-сечении модели (рисунок 3.14) будут равными пределу прочности материала оболочкового элемента в.
Анализ многочисленных экспериментальных и теоретических исследований, проведенных в ИПТЭР [12, 84, 86, 102], показывает, что взаимосвязь т р. подчиняется следующей закономерности:
Зависимость К э показана на рисунке 3.15. Величина k cr в формуле (3.32) определяется по формуле (3.16).
При оценке т р необходимо учитывать влияние условий захвата при испытаниях образцов (рисунок 3.16).
[234]. При испытаниях пластин с вырезами, расположенными вдоль их ширины (В), отмечается сравнительно большое снижение разрушающих напряжений в нетто-сечении вн, а следовательно т р (рисунок 3.17) [249].
Между тем, при испытаниях таких же пластин, но с трещинами (надрезами), выполненными по направлению толщины (уменьшение толщины), разрушающие напряжения в нетто-сечении образцов из сталей 12Х18Н10Т и Ст3 не зависят от h и равнялись их пределам прочности в соответственно: в 800 МПа и в 500 МПа, как для стали 12Х18Н10Т, так и Ст3 величина т р 1,0. Для образцов с трещинами по ширине величина т р 1,0 и зависит от (рисунок 3.17, б).
Аналогично определяются значения т р. для трещиноподобных утолщений стенок ОЭ ТС.
Влияние водородных рабочих сред на т р.
Немаловажно, что взаимосвязь т р h носит экстремальный характер [83, 84, 92, 102] с минимумом при h 0,5. Это значение тр для углового
модели с трещиной – т р.* Базируясь на результатах экспериментальных данных работ [82, 113], можно показать, что величина т р.* при испытаниях на воздухе
Таким образом, разработан метод определения характеристик прочностной безопасности ОЭ ТС с трещиноподобными утонениями и утолщениями стенок ОЭ, работающих в нейтральных и водородных рабочих средах.
Впервые для оценки коэффициентов прочности ОЭ с V-образными локализованными утонениями и утолщениями введен относительный предел трещиностойкости т р. и коэффициент сингулярности k cr.
Установлена и аналитически описана взаимосвязь относительного предела трещиностойкости т р. с характеристиками пластичности стали и водородных рабочих сред.
3.4 Оценка коэффициентов прочности ОЭ ТС на примере фактического разрушения газопровода Особенности физико-химических свойств водорода и его соединений, например, сероводорода, находящихся на реакционной границе «рабочая среда – поверхность трубы», обуславливают протекание ряда последовательно развивающих коррозионно-диффузионных процессов, приводящих к общему и локализованному изменению толщины стенок трубопровода, кристаллического строения и свойств металла [31, 60
– 69, 72, 112, 181, 188, 193, 198].
Не останавливаясь на указанных сложных и малоизученных процессах взаимодействия металла и водорода, приведем пример оценки остаточной прочности газопровода на основе анализа фактического разрушения его участка при эксплуатации. Газопровод изготовлен из стали марки Х70 с толщиной стенки s 16,5 мм и диаметром Д 1420 мм.
Разрешенное рабочее давление Р р 7,2 МПа [70, 71]. Этому давлению
При этом номинальные разрушающие напряжения c 190...210 МПа.
Между тем, газопровод разрушился при окружных напряжениях с 308,7 МПа. Тогда возникает справедливый вопрос: почему отличается такое полуторократное отличие разрушающих напряжений с образцов и газопроводов при одинаковом mh.
относительной глубины трещин mh, но и их относительной протяженностью (длины) m ( m / D, где D диаметр трубопровода) [234].
К сожалению, данных по протяженности стресс-коррозионных трещин в очаге разрушения не приводится. Ясно одно, что характер разрушений четко соответствует хрупкому (без выраженных следов пластической деформации).
Для количественной оценки степени охрупчивания и выяснения фактических размеров водородных трещин в газопроводе в момент аварийной ситуации были проведены дополнительные испытания образцов, вырезанных из аварийной катушки. Кроме этого проведены испытания образцов из стали 17ГС в модельной среде NASE.
Здесь h h / ; т р минимальное значение т р, соответствующее h 0,5.
При нормальных условиях испытаний величина т р* зависит от относительного удлинения 5 [132]:
Рисунок 3.20 – Диаграммы статической трещиностойкости ОЭ (17ГС) при испытаниях на воздухе (1) и в водородной среде (2) В водородных средах т р* определяется по формуле (3.
34).
Взаимосвязи с h показаны на рисунке 3.20 [276].
Таким образом, получены определения коэффициентов прочности элементов ОЭ ТС с двухпараметрическими трещинами, работающих в нормальных и водородных средах [281, 291].
Полученные закономерности подтвердились при анализе фактических стресс-коррозионных разрушений газопроводов.
Выводы по главе 3
1. Базируясь на основных положениях механики сплошной среды и твердого деформируемого тела, получены взаимосвязи предельных нагрузок элементов ОЭ ТС с локализованными утонениями, работающих под давлением водородных рабочих сред.
2. Установлены основные закономерности коэффициентов прочности оболочковых элементов с односторонними усиленными швами, выполненными ручной электродуговой сваркой, по критериям локальной перенапряженности металла и механики разрушения с учетом воздействия водородных рабочих сред.
3. Полученные результаты согласуются с фактическими стресс-коррозионными разрушениями магистральных газопроводов.
4 РАСЧЕТНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ ХАРАКТЕРИСТИК
ПРОЧНОСТНОЙ БЕЗОПАСНОСТИ ОЭ ТС
ПРИ ДЛИТЕЛЬНОМ СТАТИЧЕСКОМ НАГРУЖЕНИИ
В ВОДОРОДСОДЕРЖАЩИХ РАБОЧИХ СРЕДАХ
4.1 Обоснование кинетического уравнения локализованных процессов коррозии и охрупчивания металла ОЭ ТС
тангенсальных (окружных) напряжений; i интенсивность напряжений;
i i / в ; i интенсивность деформаций; в равномерное сужение образца на осевое растяжение до разрушения; d / d и ( d / d ) o – скорости локализованной коррозии в напряженном и ненапряженном состояниях.
С учетом коэффициентов концентрации пластических напряжений
К и деформаций К уравнение (4.1) переписывается в следующем виде:
Ясно, что i и i являются функциями времени : i и i.
Поскольку форма и размеры вершины концентратора напряжений или повреждения в процессе эксплуатации изменяются, то К и К также будут переменными: К и К.
Следовательно,
4.2 Оценка долговечности ОЭ ТС в условиях локализованной механохимической коррозии Большинство литературных данных по оценке ресурса элементов ОЭ ТС с учетом коррозии выполнено в предположении упругой работы металла [60 – 66, 68, 69, 125, 132, 151, 169, 213]. Между тем, наличие в ОЭ ТС различных повреждений и концентраторов напряжений приводит к реализации в металле пластических деформаций и соответствующему снижению их ресурса (времени до разрушения).
Как известно, локализованная (канавочная, язвенная и др.) коррозия зависит от состава рабочей среды и конструкционной стали. На начальных этапах эксплуатации ОЭ ТС локализованная коррозия может реализовываться в результате обнажения поверхностей элементов из-за молизации атомарного водорода на реакционной границе «окалина – металл элемента» с последующим локальным разрушением окалины и механической активации коррозии. При этом степень механической активации коррозии при дальнейшей эксплуатации будет интенсифицироваться в результате роста глубины повреждения и соответствующей концентрации упругих и упруго-пластических деформаций. Если в металле окажется достаточно водорода, то локализованное повреждение может трансформироваться в трещину.
Указанный факт коррозионно-механического разрушения поверхности должен интенсифицироваться в областях с высокой степенью концентрации механических и термических напряжений, например сварных соединений и др.
В случае, когда рабочая среда содержит достаточное количество ионов кальция и кислорода, то становится вероятной канавочно-язвенная коррозия элементов (труб) из высокопластичных низкоуглеродистых сталей (марок 10, 15, 20 и др.). Менее пластичные стали (17ГС) разрушаются по механизму коррозионно-механического растрескивания, чаще при наличии в рабочей среде сероводорода и других водородсодержащих компонентов. Указанный механизм локализации коррозионно-механических разрушений подтверждается металлографическими исследованиями металла в области повреждений типа «канавок».
Как известно, в области пластического деформирования предельная несущая способность базовых элементов ОЭ ТС предопределяется отношением (Ктв = т/в), параметрами анизотропии металла и деформационного упрочнения. Кроме того, в связи с нелинейностью
(4.8) Зависимости К в при различных приведены на рисунке 4.1.
Как видно, коэффициент концентрации пластических деформаций значительно меньше упругих (теоретических) [280]. Чем больше равномерное удлинение в, тем значительнее указанное отличие.
где вк предел прочности элемента с концентраторами напряжений.
К 1,75 1,5 3,5 2,5 1,25 1,5
В ряде случаев в базовых элементах имеются острые концентраторы напряжений, которые не снижают их рабочие сечения, но вызывают высокую концентрацию напряжений, характерную для вершины трещин. К таким концентраторам можно относить разнотолщинность
повреждения и толщина сварного соединения) и длину m ( m / D, где и D соответственно длина повреждения и диаметр оболочкового элемента) с использованием формулы:
Заметим, что во многих случаях 5 0,25, поэтому величина с уменьшается прямо пропорционально увеличению относительной глубины повреждения. Это наблюдалось при эксплуатации действующих газопроводов в условиях стресс-коррозионного разрушения. Уменьшение относительной протяженности повреждения m приводит к значительному повышению с (рисунок 4.2).
0,7 0 0,2 0,4 0,6 0,8
Для трещиноподобных повреждений интегрирование уравнения (4.1) в пределах от 0 до в и от hо до hкр ( hо и hкр начальная и критическая глубины трещиноподобного повреждения с фиксированной длиной или
m ) получено уравнение для расчетов долговечности (время до разрушения
Анализ полученных зависимостей показывает, что металл в зоне трещиноподобных повреждений и острых концентраторов может перейти сразу в пластическую стадию работы после нагружения с реализацией предельных напряжений и деформаций. Это, в свою очередь, обуславливает величину предельной скорости коррозионно-механической повреждаемости металла, предопределяемой известными свойствами сталей, соответствующими диаграммами растяжения стандартных образцов из них, в частности пределом прочности и равномерным удлинением [99, 255, 260].
4.3 Совершенствование методов расчета на прочность ОЭ ТС, работающих под давлением коррозионно-активных рабочих сред В настоящей главе изложены теоретические основы методов расчета на прочность и устойчивость оболочковых элементов различного оборудования (сосуды, аппараты и трубопроводы), работающего под действием статического давления коррозионно-активных рабочих сред [87].
Как было показано ранее, для элементов ОЭ ТС определяющими процессами повреждаемости являются коррозионные, интенсифицируемые степенью и характером напряженного состояния металла. Как известно, напряженное состояние в пределах упругого поведения элементов оценивается девиатором i и шаровым тензором ср напряжений. При этом отношение ср / i принято называть коэффициентом жесткости напряженного состояния ср / i. Минимальное значение 1 / 3 отмечается при одноосном растяжении, например, круглого металлического стержня (образца). В условиях равномерного трехосного растяжения.
Необходимо отметить, что для большинства металлических конструкций величина изменяется в сравнительно узком интервале от до 2 ( коэффициент Пуассона). При этом предельные напряжения, соответствующие переходу металла в пластическое состояние, изменяются не более 2 / 3 раза в сравнении с таковыми для образца при одноосном растяжении. Поэтому методы расчетов на прочность базируются на свойствах сталей, определяемых на образцах при одноосном растяжении.
Однако ясно, что напряжение, реализуемое в образце при осевом растяжении 1, представляет собой некоторую среднеинтегральную величину фактических напряжений с аномально высокими градинтами их распределения по его поперечному сечению. Причем максимальные локальные напряжения л max могут достигать величины, близкой к л max 21000 МПа.
теоретической Следовательно, коэффициенты концентрации напряжений К ф при в 420...4200 МПа могут достигать
происходит снижение деформационной способности металла, а, следовательно, характеристик сопротивления хрупкому разрушению.
Любопытно, что в указанных областях происходит концентрация атомов водорода, азота, углерода и др. При этом отношение равновесной концентрации в стали произвольного примесного атома i в напряженном Сi и при 1 0 Сiо можно оценивать с использованием уравнения Э.М. Гутмана для оценки механической активации коррозии металла труб упругих деформаций:
k д Сi / Сio ехр V ср / RT, (4.15) где V, R и T термодинамические параметры (мольный объем стали, универсальная газовая постоянная и абсолютная температура).
коэффициент коррозии k к.
В работе показано, что большую роль в обеспечении безопасности оболочковых элементов играют регламентируемые коэффициенты запаса прочности и использовании несущей способности. В частности, для оценки коэффициента несущей способности Fнв (отношение рабочих напряжений р к пределу прочности) предложена следующая достаточно адекватная формула:
Fнв 1/ 4 К т в. (4.17) Эта зависимость отражена на рисунке 4.3.
Рисунок 4.3 – Взаимосвязь коэффициента использования несущей способности Fнв от отношения пределов текучести и прочности Ктв
или исходной прочности труб должно приводить к снижению F н или повышению коэффициента запаса прочности по пределу прочности nв nв 1 / Fн.
Далее покажем возможность учета отмеченных феноменов механической активации коррозионно-диффузионных процессов при выполнении расчетов на прочность и долговечность [87, 89, 90, 105].
Базируясь на выше приведенных закономерностях, можно показать, что при упругом деформировании базовых элементов скорость утонения
Необходимо учитывать, что коэффициент Fн т представляет собой обратную величину коэффициента запаса прочности по пределу текучести nт 1/ Fн т. Зависимость nт от К т в показана на рисунке 4.4.
Рисунок 4.4 – Взаимосвязь коэффициента запаса прочности по пределу текучести nт от отношения пределов текучести и прочности Ктв Анализ взаимосвязей геометрических и силовых параметров оболочковых элементов, работающих под давлением, показывает, что отношение начальной о и предельной пр толщин их стенок изменяется пропорционально отношению 1пр / 10 :
серединному радиусу цилиндра (трубы). Такой подход позволяет просто и адекватно учитывать степень толстостенности элемента mr в широких пределах изменениях рабочего давления Р.
Отношение (4.22) представляет собой коэффициент, предопределяющий запас на компенсацию (зк) коррозии [252, 287].
Поэтому оно обозначено символом k зк.
напряжениям кр, соответствующим критериям нагружения устойчивости первоначальной формы оболочковых элементов.
В ряде случаев при эксплуатации возникает необходимость допущения работы оболочковых элементов при повышенных режимах их работы. При этом предельные напряжения в базовых элементах могут ограничиваться критериями недопустимости пластических деформаций (Губера-Мизеса) или растрескивания. В первом случае 1пр т, а во втором 1пр пор kt т. Например, по американскому стандарту NACE величина kt 0,8. Иногда величину k t уменьшают до 0,6.
В связи с этим возникает задача по оценке безопасного срока эксплуатации оболочковых элементов при изменении давления [259].
Для решения этой задачи необходимы данные по фактической толщине и степени изменения рабочего давления К р Рз / Р р. Здесь Р з и Р р заданное и рабочее давления. По этим данным определяется время до
где скорость коррозии пластически деформированного металла при 1 0; i степень пластической деформации; i i / n; n коэффициент деформационного упрочнения стали.
При i n величина k к принимает свое максимальное значение k к :
Зависимость k от К п т, построенная на основании формулы (4.37), показана на рисунке 4.6. Видно, что повышение К п т способствует росту коэффициента механической активации коррозии.
k 2,2 2,0 1,8
Таким образом, базируясь на термодинамических механизмах разрушения материалов, получена аналитическая зависимость для описания коррозионно-диффузионных процессов в зависимости от напряженно-деформированного состояния металла труб с различными исходными прочностными и деформационными характеристиками.
Произведена оценка степени равновесной концентрации примесных атомов в зависимости от степени напряженности и предварительной пластической деформации металла труб [264].
На основании предложенного кинетического уравнения коррозионно-механического разрушения и подходов механики разрушения выполнен анализ влияния исходных повреждений в металле конструктивных элементов на долговечность элементов.
Выведены аналитические зависимости для расчета коэффициента с ОЭ ТС.
Доказано, что предельная скорость коррозионно-механического разрушения в основном предопределяется пределом прочности и равномерным сужением стали независимо от типа повреждения и концентратора.
Полученные результаты исследования положены в основу разработанных методических рекомендаций по расчетам допустимой дефектности в ОЭ.
Произведена оценка механической активации диффузионных и коррозионных процессов в оболочковых элементах.
Показано, что механическая активация коррозионно-диффузионных процессов обуславливается прочностными и деформационными характеристиками металла. При этом рост исходной прочности применяемых сталей приводит к непропорциональному увеличению коэффициента механической активации коррозионных процессов. В частности, для наиболее распространенных сталей пятикратный рост их предела текучести увеличивает коэффициент механической активации примерно па 25 %. Этот факт объясняется тем, что с повышением исходной прочности роль деформационной активации коррозии снижается.
Установленные в работе закономерности позволяют прогнозировать возможность реализации в оболочковых элементах степень локализации коррозионных процессов в металле, в том числе коррозионного растрескивания.
123
4.4 Особенности развития коррозионно-механических трещин В результате локальной коррозии (рисунок 4.7) на поверхности труб становится возможным образование атомарного водорода, который диффузионно-направленно доставляется в перенапряженные участки (микрополости), образованные, например, неметаллическими включениями. При достижении определенной концентрации водорода возникающее при его молизации давление Рн 2 способствует развитию и слиянию микрополостей в магистральные трещины. В дальнейшем процесс повторяется, что видно из фотографий (рисунок 4.7). Таким образом, развитие коррозионно-механического разрушения обуславливается процессами анодного растворения и охрупчивания металла с последующей мгновенной трансформацией в трещину [103].
Неметаллические включения обычно образуют коаксиальные несплошности. Однако особенности микрогеометрии вершин неметаллических включений и реализация сложного напряженного состояния могут перевести их в радиальные микрополости и макротрещины. Указанный факт является причиной зигзагообразной траектории развивающихся трещин с выраженными участками анодного растворения металла и их развития по механизму хрупкого разрушения (рисунок 4.7).
Рисунок 4.7 – Инициация (а) и развитие (б) водородных трещин в трубах [253] Анализ подобных разрушений показывает, что общие протяженности участков анодного растворения и прироста длины трещины по механизму хрупкого разрушения примерно одинаковы.
Этот факт создает предпосылки для создания расчетной модели прогнозирования скорости коррозионно-механического растрескивания металла труб и ресурса трубопроводов. Кроме этого, достаточно заметное охрупчивание стали, выражающееся в отсутствии локализованной деформации (шейки образца) при растяжении стандартных образцов до разрушения, снижении относительных удлинения 5 и сужении до трех и более раза позволяет изучать феномен водородного коррозионно-механического растрескивания с использованием методов и подходов линейной механики разрушения.
На начальных этапах эксплуатации трубопровода процессы разрушения металла предопределяются коррозионными [230], активируемыми механическими напряжениями от действия внутреннего давления р (они определяются в соответствии с нормативными документами [86]):
/о ехр kт д kt р, (4.38) где и о скорости коррозии напряженного и ненапряженного металлов;
температурный коэффициент; Т и Т о абсолютные текущая и нормальная температуры рабочей среды Т о 293 К.
Необходимо отметить, что наряду с общими напряжениями р в стенках труб возникают локальные напряжения л, обусловленные особенностями кристаллического строения и дефектности металла на микроскопическом уровне. Причем локальные напряжения могут достигать теоретической прочности металла о теор. Рабочая среда может снижать о в kстп раз: л kстп с. Ясно, что kстп 1,0. Важно, что локальные напряжения л распределяются по рабочему сечению так, что результирующими оказываются напряжения р. Заметим также, что из теории механохимии металлов [64] следует, что механическая активация коррозионно-диффузионных процессов не зависит от знака напряжений.
Следовательно, уравнение (4.38) можно представить в следующем виде:
/ о ехр (kтд kt (р kстп о )). (4.39) Таким образом, механическая активация коррозионнодиффузионных процессов, происходящих в соответствии с уравнением (4.39), способствует ускорению доставки атомарного водорода внутрь металла и, как правило, в наиболее напряженные участки, образованные неметаллическими включениями. Здесь происходят наиболее интенсивное охрупчивание и инициация микротрещин, их слияние и трансформация в магистральную хрупкую трещину длиной хр. При этом общая протяженность трещины будет определяться суммой хр и образованной анодным растворением кор :
Ориентировочно хр / кор 1, что примерно следует по рисунку 4.7, б.
Испытания сталей с различной исходной прочностью [113] позволяют констатировать, что в водородсодержащих средах некоторые пластические прочностные характеристики могут снижаться до 3 и более раза. Другими словами, величина k ср может составлять: k ср 0,33. В этом
Базируясь на подходах механики разрушения [125 – 127], в работе произведена оценка коэффициентов прочности труб с с трещинами и трещиноподобными повреждениями [246, 258]:
Соответствующие абсолютные значения глубин повреждений равны:
hкр 10,32 мм ; hкр 6,72 мм ; hкр 5,64 мм.
Таким образом, рассмотренные повреждения могут оказаться критическим соответственно через 1,3...2,6 ; 0,8...1,7 и 0,7...1, 4 года.
4.5 Расчетное построение диаграмм сероводородного разрушения базовых элементов трубопроводных систем Как известно [2, 4, 6 – 8], особенностью сероводородного воздействия на напряженный металл элементов ОЭ ТС является одновременное протекание общей и локализованной коррозии и образование трещин по механизму водородного растрескивания [11, 13, 152, 153]. При этом растрескивание металла может происходить из-за проявления эффекта Ребиндера (снижения поверхностной энергии разрушения), реализации высоких давлений при рекомбинации водорода в микроскопических дефектах стали и блокировании дислокационных структур атомами водорода (деформационном старении) [34]. Заметим, что анодное растрескивание металла в окрестности вершины трещин способствует их притуплению и наводораживанию с последующим мгновенным ростом их размеров. Ясно, что при достижении критических размеров трещин происходит разрушение образцов или разгерметизация оболочковых элементов. Критические размеры трещин устанавливаются с использованием подходов механики разрушения и фрактографии.
Скорость роста сероводородных трещин зависит от концентрации водорода в стали и приложенного напряжения [284]. Общеизвестно, что критерий сопротивления коррозионного растрескивания определяется максимальным приложенным начальным напряжением пор («напряжение пороговое») к образцу, при котором в течение определенного времени t (базы испытания) не происходит какого-либо вызывающего разрушения.
Предел текучести т больше напряжения порогового. Для ускорения испытаний в качестве среды применяют насыщенный раствор Н2S с добавкой 5 % NаСI и 0,5 % СНзСООН. За базу испытаний принимается 720 ч (метод NASE) [237].
kt Т о / Т ; Т и Т о абсолютные температуры рабочей среды и нормальных в условиях эксплуатации tэ 20 С ; i интенсивность напряжений.
За предельную интенсивность напряжений можно принимать величину S к 1 0,35 в, где относительное сужение образца при растяжении до разрушения.
Допускается, что скорость коррозии металла в ненапряженном состоянии – известная величина, равная о. При этом рабочие напряжения р пор и р / пор Fн коэффициент использования несущей способности.
В этом случае материал труб испытывает упругие напряжения вплоть до достижения предельного состояния р пор. В этом случае коэффициент роста коррозии k рк стенок труб будет определяться на основании следующей формулы:
k рк 1 kт д kt пор Fн. (4.54)
При Fн 1,0 получаем максимальные значения k рк :
1. Предложено и научно обосновано кинетическое уравнение механической активации локализованных диффузионно-коррозионных процессов в металле ОЭ ТС.
2. Научно обоснован метод построения диаграмм разрушения оболочковых элементов ОЭ ТС в условиях локализованной коррозии и охрупчивания металла.
3. Разработаны усовершенствованные методы расчетного определения времени до разрушения оболочковых элементов ТС с повреждениями, работающих в коррозионно-активных рабочих средах.
4. Предложен новый метод расчетного построения диаграмм сероводородного растрескивания распространенных в нефтегазовой отрасли низкоуглеродистых и низколегированных сталей.
5 РАЗРАБОТКА МЕТОДОВ РАСЧЕТА
ХАРАКТЕРИСТИК ПРОЧНОСТНОЙ БЕЗОПАСНОСТИ
ОБОЛОЧКОВЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ТС, РАБОТАЮЩИХ
ПРИ ЦИКЛИЧЕСКИХ НАГРУЗКАХ В НЕЙТРАЛЬНЫХ
И ВОДОРОДСОДЕРЖАЩИХ РАБОЧИХ СРЕДАХ
5.1 Феноменологические закономерности циклической усталости материала оболочковых элементов ТС
работоспособности сталей [101, 117, 232]. В частности, деформационный связан с отношением пределов текучести т и прочности в параметр n
Формула (5.4) адекватно описывает экспериментальные данные других авторов [113, 132, 228].
С другой стороны, коэффициент эластичности равен равномерному удлинению в или сужению в : Э в в n. При этом: в Э 5 k, где полное относительное сужение стали; k 0,125 [94, 113, 116].
Многие оболочковые элементы (тонкостенные цилиндры и сферы) при нагружении внутренним давлением испытывают плоское напряженное состояние, которое характеризуется отношением главных напряжений m 2 / 1. Для цилиндра с донышками m 0,5, а для сферы m 1,0. При этом предельные значения интенсивности деформаций и напряжений при испытаниях образцов на осевое растяжение (о), сферы (с) и цилиндра (ц) находятся в соотношениях, показанных на рисунке 5.2.
i / i пр 1,0 0,91 0,87 16ГС
Видно, что схема напряженного состояния элементов в большей мере сказывается на предельных деформациях. Например, в образцах из стали 16ГС на осевое растяжение предельная интенсивность деформаций
где К е 2,72 основание натурального логарифма. Это значение К дает нижнюю оценку ресурса.
В ряде случаев [122, 124] полагается, что водородная среда снижает 5 до в, где в равномерное удлинение образца на растяжение до
в (0,7...0,8) 5. Следовательно: К (1,25...1,425). В этом случае имеем верхнюю оценку характеристик прочностной безопасности.
Таким образом, установлены взаимосвязи между характеристиками циклической усталости и деформационными характеристиками оболочковых элементов ТС.
Результаты анализа положены в основу расчетов большинства характеристик работоспособности и прочностной безопасности различных металлических конструкций, в том числе и оболочковых элементов ТС.
5.2 Оценка малоцикловой водородной усталости оболочковых элементов ТС по уравнению Коффина-Мэнсона
где N число циклов нагружения до разрушения; а амплитуда деформаций; m константа материала m 0,5 ; C постоянная, зависящая от пластичности материала.
В первом приближении [133, 289]:
C 0,5 n 1 / 1 0,5 пр, (5.15) где относительное сужение образца на осевое растяжение до разрушения; пр предельная пластичность стали. Заметим, что величина, кроме исходной прочности стали, зависит от условий нагружения, в частности уровня жесткости напряженного состояния, степени насыщения водородом, температуры испытаний и др.
Влияние жесткости напряженного состояния и температуры испытаний на предельную пластичность стали достаточно полно и адекватно оценено в предыдущих работах специалистов ИПТЭР [113, 132, 228].
Анализ экспериментальных исследований, проведенных рядом
Другими словами, относительное сужение под действием водорода может снижать в 2,6 раза. Если за критерий брать величину 5, то водород будет снижать пластичность всего лишь до 1,5 раза.
На наш взгляд, за критерий работоспособности оболочковых элементов следует принимать обобщенный параметр, включающий в себя как пластические, так и силовые характеристики стали, например плотность энергии деформации разрушения w р [232]. Инженерная оценка
w р может быть произведена на основании в, 5 и К т в :
На рисунке 5.4 показана зависимость k N от k, рассчитанная на основании формулы 5.20.
Видно, что при уменьшении k от 0,85 до 0,25 малоцикловая долговечность может снижаться в 1, 4...20 раз.
Необходимо отметить, что степень снижения пластичности k н ( kн 5н / 5, где 5 н и 5 относительные удлинения при испытаниях в водородной и нейтральной рабочих средах) зависит от концентрации водорода в стали (рисунок 5.5). Эта взаимосвязь схожа с логистической.
В дальнейшем проведены испытания образцов на растяжение на воздухе и в коррозионной среде (насыщенном растворе H2S по NACE).
Образцы испытывали на круглых стандартных образцах из распространенных низкоуглеродистых и низколегированных сталей.
0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 Н 2 10 4, %
определенных напряжениях о кр разрушения происходят при о 720 ч.
Величину кр принято принимать за пороговое напряжение: кр пор.
Ясно, что рабочие напряжения должны соответствовать условию: р пор.
Таким образом, произведена оценка характеристик малоцикловой и статической усталости базовых элементов трубопроводных систем, подверженных действию водородной рабочей среде [282].
Получены формулы, позволяющие производить сравнительную оценку количества циклов нагружения до разрушения стальных образцов при испытаниях на воздухе и в водородной среде.
Метод оценки циклической долговечности в водородной среде по степенному уравнению усталости Бэсквина Как известно, многие механические отказы различных оболочковых элементов при эксплуатации обуславливаются усталостными процессами повреждения металла [14, 78, 86, 116].
В ряде случаев [86] представляется целесообразным построение диаграмм усталости в координатах g a и g N (здесь a и N амплитуда напряжений и число циклов нагружения до разрушения). Для построения в, таких диаграмм достаточно установить пределы прочности малоцикловой му и ограниченной оу усталости с соответствующими количествами циклами нагружения до разрушения ( N му и N оу N, где N 10 6 базовое количество циклов нагружения до разрушения).
Рисунок 5.13 – Взаимосвязь тц и n в с 5 при различных степенях водородного охрупчивания металла оболочковых элементов ТС Анализ многочисленных экспериментальных данных по усталости, в частности [123, 125], показывает, что величину показателя степени в уравнении (5.
22) можно определять на основании следующей тц
оболочковых элементов из различных сталей.
Таким образом, разработаны методы расчетного построения диаграмм циклической усталости в нормальных и водородных рабочих средах.
5.3 Разработка методов расчета безопасного развития трещин в оболочковых элементах ТС, работающих в нейтральных и водородсодержащих рабочих средах Оценка параметров вязкости статического и циклического разрушения труб из низколегированных сталей в различных структурно-прочностных состояниях В ряде случаев прогнозируемый ресурс трубопровода целесообразно устанавливать по разрешающей способности средств внутритрубной диагностики с использованием соответствующего критериального уравнения скорости повреждаемости металла с начальными размерами
Здесь A и n эмпирические коэффициенты; К К max К min перепад (размах) коэффициента интенсивности напряжений за один цикл нагружения; N число циклов.
Показатель степени n этого уравнения возрастает с ростом исходной прочности стали от двух до семи. Во многих случаях n 4. Иногда принимается n 2; С 10 7 м / цикл, но при этом К делится на некоторое К * (рисунок 5.14).
Заметим, что при R 0 кинетика распространения трещины слабо зависит от R, что дало повод игнорировать полуцикл сжатия и принимать в расчетах К К max.
Обратная величина (5.46) представляет собой коэффициент снижения циклической вязкости разрушения труб rв. Взаимосвязь rв r, рассчитанная на основании формулы (5.46), показана на рисунке 5.17.
По заданным величинам К с и r по формуле (5.46) или рисунку 5.17 легко определяется величина К th. Например, при К с 120 МПа м, r 0 и К т в 0,75, по графику (рисунок 5.17) находим rв 0,175. Следовательно,
значение К th при симметричном цикле нагружения практически совпадает с таковыми, определенными по формуле [125]: Кth 12,7 0,0006 т. Ясно, что здесь т в МПа.
При оценке механических свойств трещиностойкости и допускаемой напряженности базовых элементов трубопроводов необходимо руководствоваться нормативными материалами [42, 47 – 50, 54].
Таким образом, базируясь на известных достижениях и положениях механики деформации и разрушения, установлены аналитические закономерности взаимосвязей циклической и статической вязкостей разрушения металла труб Получена формула для определения порогового коэффициента интенсивности напряжений К th в зависимости соотношения пределов текучести и прочности К т в, коэффициента асимметрии цикла нагружения r и предельной плотности энергии деформации iв.
Полученные закономерности использованы в разработанных методических рекомендациях по рациональной загрузке магистральных нефтегазопроводов.
Расчеты пороговых коэффициентов интенсивности напряжений в условиях циклического нагружения при различных коэффициентах асимметрии циклов Как известно [174 – 176, 178, 179], параметрами статической и циклической вязкости разрушения являются критические интенсивности напряжений К с и K th. Величину K th в ряде случаев называют пороговым коэффициентом интенсивности напряжений.
На рисунке 5.18 показана типичная диаграмма циклической трещиностойкости в координатах «коэффициент интенсивности напряжений – число циклов нагружения образца с трещиной N ». За базовое количество циклов нагружения N принято [125] принимать:
N 10 6 [280].
В известной нам литературе недостаточно сведений по расчетной оценке К с и особенно по К th.
Для оценки К th, прежде всего, необходимо произвести оценку основных характеристик усталости гладких образцов. Для этого принято использовать диаграммы предельных амплитуд напряжений (рисунок 5.19).
Базируясь на этой диаграмме можно установить взаимосвязь пределов усталости r и прочности в при различных отношениях
приводит к снижению пределов усталости 1 и о.
Анализ механических свойств сталей с различными исходными прочностью и пластичностью показывает [109, 164], что параметр К т в связан с относительным удлинением 5 следующей взаимосвязью:
охрупчивающего действия водородной среды на металл значительно выше. При этом степень охрупчивания существенно зависит от концентрации водорода С в металле. При достижении критической концентрации водорода С кр (или С С / Скр 1,0 ) относительное удлинение стали уменьшается в е раз, е 2,72. Отношение относительного удлинения стали в водородной ( 5Н ) и нейтральной 5 средах, как и ранее, будем обозначать через kн kн 5Н / 5. Тогда
Зависимость (5.55) отражена на рисунке 5.22, по которому видно, что рост отношения пределов текучести и прочности способствует увеличению отношения пределов усталости при отнулевом пульсационном и симметричном знакопеременном циклах нагружения.
Важным параметром стали является отношение пределов прочности в и усталости 1 : k в1 в / 1. Величина, обратная k в1, представляет собой степень снижения прочности стали от действия циклических нагрузок (при r 1 ).
Анализ формулы (5.47) показывает, что прочность стали при циклических нагрузках может снижаться до четырех раз: в / 1 4. При наличии в образцах или конструктивных элементах концентраторов напряжений указанная степень снижения прочностных характеристик стали может быть значительно выше. В частности, базируясь на экспериментальных данных работ [125], в работе показано, что вязкости разрушения К с и К th могут находиться в отношении К с / К th 8. При этом
формуле (5.60), показаны на рисунке 5.24.
Расчеты по формуле (5.60) показывают (рисунок 5.25), что циклическая вязкость k th существенно снижается с повышением исходной прочности стали.
Анализ результатов расчетов по формулам (5.60) – (5.62) позволяет заключить, что общие закономерности циклической усталости гладких образцов сохраняются для конструктивных элементов с трещинами.
Другой, не менее важной, проблемой является оценка характеристик прочностной безопасности различных конструктивных элементов с промежуточной степенью перенапряженности металла, характерной для гладких образцов и образцов с трещинами.
Как известно, степень перенапряженности металла оценивается коэффициентом концентрации напряжений (иногда его называют теоретическим).
В известной нам литературе не обнаружено четких взаимосвязей между характеристиками циклической усталости элементов в широких интервалах изменения 1, в особенности при испытаниях образцов в водородной среде.
этой формулы показывает, что рост приводит к резкому снижению сц в области 5. При этом минимальное сц соответствует пороговому значению коэффициента интенсивности напряжений К th. Разрушающие напряжения c для прямоугольной модели с боковой трещиной с и К th
Таким образом, при 5 коэффициент прочности образца с боковой трещиной будет равным стр с / 1. Построение полной диаграммы с схематично показано на рисунке 5.27.
Заметим, что значение может не совпадать с 5,0.
Воздействие водородной среды повышает показатель степени q формулы (5.63) и снижает c.
Таким образом, базируясь на современных достижениях в области механики разрушения и экспериментальных данных других авторов, разработаны методы расчетной оценки статической и циклической вязкостей разрушения оболочковых элементов, работающих в водородных средах.
Основные полученные результаты использованы при разработке методов расчета характеристик прочностной безопасности оболочковых элементов трубопроводных систем (ОСТ 153-39.4-010-2002) с применением компьютерных систем. Данный программный продукт полностью соответствует ОСТ 153-39.4-010-2002, разработанному при участии автора [25, 274].
Разработанное программное обеспечение позволяет проводить расчеты остаточного ресурса по нескольким критериям: по минимальной вероятной толщине стенок труб, по наличию коррозионно-эрозионного износа стенок, по критерию зарождения трещин, по характеристикам трещиностойкости, по отказам его элементов.
Программа позволяет:
автоматизировать проведение расчетов остаточного ресурса трубопроводов;
сохранять и загружать вводимые данные и результаты расчетов;
модифицировать ранее сохраненные входные данные;
удобно и быстро создавать отчетную информацию;
строго соответствовать ОСТ 153-39.4-010-2002.
Разработанное программное обеспечение распространяется на нефтегазопромысловые трубопроводы.
Выводы по главе 5
«