Кравченко Сергей Викторович ОБЕСПЕЧЕНИЕ РЕСУРСА БЕЗОПАСНОЙ ЭКСПЛУАТАЦИИ МОНТАЖНЫХ СТЫКОВ ВЫСОКОПРОЧНЫХ ТРУБ НЕФТЕПРОВОДОВ

УДК 622.692.4
На правах рукописи
Кравченко Сергей Викторович
ОБЕСПЕЧЕНИЕ РЕСУРСА БЕЗОПАСНОЙ
ЭКСПЛУАТАЦИИ МОНТАЖНЫХ СТЫКОВ
ВЫСОКОПРОЧНЫХ ТРУБ НЕФТЕПРОВОДОВ
Специальность 05.26.03 – Пожарная и промышленная
безопасность (нефтегазовый комплекс)
АВТОРЕФЕРАТ
диссертации на соискание ученой степени
кандидата технических наук
Уфа 2010
2
Работа выполнена в Государственном унитарном предприятии
«Институт проблем транспорта энергоресурсов» (ГУП «ИПТЭР»)
Научный руководитель
 доктор технических наук, профессор
Гумеров Асгат Галимьянович
Официальные оппоненты:
 доктор технических наук, профессор
Абдуллин Рафиль Сайфуллович
 кандидат технических наук, доцент
Галлямов Мурат Ахметович
Ведущее предприятие
 Закрытое акционерное общество
«Технология, экспертиза и надежность»,
г. Уфа
Защита диссертации состоится 18 июня 2010 г. в 1000 часов на заседании диссертационного совета Д 222.002.01 при ГУП «Институт проблем
транспорта энергоресурсов» по адресу: 450055, г. Уфа, пр. Октября, 144/3.
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ГУП «ИПТЭР».
Автореферат разослан 17 мая 2010 г.
Ученый секретарь
диссертационного совета
доктор технических наук
Л.П. Худякова
3
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ
Актуальность проблемы
В настоящее время отмечается устойчивая тенденция применения высокопрочных труб для строительства нефтепроводов с целью повышения их
пропускной способности. Однако при этом возникает ряд проблем по обеспечению необходимого ресурса безопасности их эксплуатации, и в особенности в условиях нестационарного воздействия внешних силовых факторов. При этом особо важным условием является соответствующее (с увеличением прочностных характеристик металла) повышение качества проектирования, производства и эксплуатации нефтепроводов. В этой связи возрастает актуальность проблем, связанных с оценкой и повышением прогнозируемого и остаточного ресурсов нефтепроводов. Необходимо отметить, что
применение высокопрочных сталей непосредственно связано с ростом степени напряженности базовых конструктивных элементов трубопроводов,
предопределяющих их металлоемкость и безопасность. Это, в свою очередь, обуславливает пониженную термодинамическую устойчивость и повышенную скорость процессов повреждаемости металла, связанных с воздействием рабочих сред (коррозионной активностью, уровнем и цикличностью нагрузок, температурой и др.). Кроме этого, решение некоторых проблем повышения качества строительства и ремонта трубопроводов приводит к выраженной макроскопической механической неоднородности и их
конструктивных элементов. Например, применение низколегированных
сталей в структурно-неравновесных (термоупрочненных) состояниях порождает появление в конструктивных элементах мягких (разупрочненных)
и твердых (закаленных) участков (прослоек).
Механическая неоднородность, заключающаяся в различии свойств
характерных участков конструктивных элементов нефтепроводов, является,
с одной стороны, следствием локализованного температурного воздействия
на
металл,
а
с
другой,
может
создаваться
по
конструктивно-
4
технологическим соображениям обеспечения безопасности эксплуатации
трубопроводов. При этом локализованные температурные воздействия на
металл приводят к реализации в металле высокой степени остаточной
напряженности, возрастающей почти пропорционально росту исходной
прочности металла труб. Все это вызывает необходимость решения новых
задач по оценке и снижению остаточной напряженности металла нефтепроводов из высокопрочных труб (с повышенной пропускной способностью).
В указанных направлениях и построена настоящая работа.
Цель работы – обеспечение безопасности эксплуатации нефтепроводов из высокопрочных труб регламентацией испытательного напряжения,
свойств металла, прогнозируемого и остаточного ресурсов их монтажных
стыков.
Достижение этой цели обусловило постановку и решение следующих
основных задач:
- обоснование методов снижения остаточной напряженности и дефектности и повышения трещиностойкости монтажных стыков высокопрочных труб нефтепроводов;
- исследование возможности применения мягких швов в монтажных стыках высокопрочных труб с обеспечением необходимого ресурса безопасной
эксплуатации нефтепроводов при статическом и циклическом нагружениях;
- расчетное определение ресурса монтажных стыков высокопрочных
труб в условиях квазистатической и усталостной повреждаемости металла с
учетом особенностей взаимодействия послесварочных и активных напряжений в мягком металле швов;
- разработка методических рекомендаций по оценке и повышению ресурса безопасной эксплуатации монтажных стыков высокопрочных труб
нефтепроводов.
Научная новизна:
- установлена взаимосвязь между свойствами характерных зон сварных монтажных стыков высокопрочных труб и испытательного давления,
5
позволяющая расчетным путем оценивать остаточную напряженность и дефектность участка нефтепровода;
- получена формула для расчетного определения коэффициента трещиностойкости высокопрочных сталей в зависимости от обобщенного деформационного параметра, что позволяет избежать трудоемких испытаний
образцов с трещинами;
- базируясь на основных положениях теории пластичности, дано теоретическое обоснование возможности безопасной эксплуатации трубопроводов с мягкими монтажными швами, обладающими высокими трещиностойкостью и релаксационной способностью деконцентрации сварочных
напряжений;
- предложен метод расчетного определения характеристик квазистатической и усталостной повреждаемости конструктивных элементов нефтепроводов из высокопрочных труб с учетом остаточной напряженности и
дефектности, механической неоднородности, наличия концентраторов
напряжений и асимметрии цикла нагружения.
На защиту выносятся:
 комплекс результатов исследований, имеющих научно-практическую значимость, в частности методы расчетного определения степени
напряженности и дефектности, усталостной долговечности и ресурса монтажных стыков высокопрочных труб нефтепроводов с учетом предыстории
нагружения, концентраторов напряжений, характеристик нестационарности
эксплуатационных нагрузок;
 методические рекомендации по оценке и повышению прогнозируемого и остаточного ресурсов монтажных стыков высокопрочных труб
нефтепроводов с повышенной пропускной способностью.
Практическая ценность результатов работы
 результаты выполненных исследований позволяют научно обоснованно устанавливать параметры испытаний и свойства монтажных мягких
швов, при которых обеспечиваются пониженные остаточная напряженность
6
и дефектность высокопрочных труб при сохранении необходимого уровня
безопасности эксплуатации участка нефтепровода;
 разработанные методы расчетной оценки прогнозируемого и остаточного ресурсов нефтепроводов позволяют обеспечивать безопасность их
эксплуатации и назначать научно обоснованные сроки периодического диагностирования и испытаний.
Достоверность результатов исследований
Теоретические исследования выполнены с использованием современных подходов механики разрушения, надежности и безопасности трубопроводных систем. Разработанные методы и рекомендации по оценке и повышению ресурса нефтепроводов основываются на представлениях о кинетике
коррозионно-механической усталости и трещиностойкости высокопрочных
труб, развиваемых в работах ученых ИМАШ им. А.А. Благонравова РАН,
РГУ нефти и газа им. И.М. Губкина, ГУП «ИПТЭР», УГНТУ, ОГУ и др.
Полученные автором результаты согласуются с известными закономерностями механики деформирования неоднородных твердых тел, а также
теории упругости и пластичности. Установленные автором закономерности
и аналитические зависимости адекватно отвечают экспериментальным данным других исследователей.
Апробация работы. Диссертационная работа заслушана на секции
Ученого совета ГУП «ИПТЭР» 18 марта 2010 г. и рекомендована к защите.
Результаты работы докладывались на конференциях и семинарах,
проведенных в ГУП «ИПТЭР».
Публикации. По материалам диссертации опубликовано 7 печатных
работ, в том числе 3 в рецензируемом научно-техническом журнале из Перечня ВАК РФ.
Структура и объем диссертации. Диссертационная работа состоит
из введения, четырех глав, основных выводов, библиографического списка
использованной литературы, включающего 128 наименований, приложения.
Она содержит 145 страниц машинописного текста, 45 рисунков, 5 таблиц.
7
СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ
Во введении обоснована актуальность проблемы, сформулированы
цель и основные задачи работы, показаны ее научная новизна и практическая ценность.
Первая глава посвящена анализу литературных данных по обеспечению безопасности нефтепроводов, изготовленных из высокопрочных сталей. Показано, что применение для строительства нефтепроводов высокопрочных труб требует повышения требований к качеству на всех этапах их
жизненного цикла (проектирование, изготовление и эксплуатация).
При этом особую важность приобретают проблемы снижения степени
остаточной напряженности и дефектности металла конструктивных элементов нефтепроводов. Показано, что одним из эффективных методов снятия
послесварочных напряжений является механическое нагружение сварного
элемента, которое можно сочетать с гидравлическими испытаниями трубопроводов. Однако для полного снятия послесварочных напряжений в стенках трубопроводов необходимо создавать при испытаниях напряжения, соответствующие уровню предела текучести основного металла, что в некоторых случаях может приводить к негативным последствиям при их эксплуатации.
В работе показана целесообразность использования технологического
приема1), сущность которого заключается в том, что с целью снижения
уровня послесварочных и активных (от испытательного давления) напряжений монтажные сварные стыки труб выполняются электродами с пониженными (в сравнении с основным металлом) прочностными характеристиками (мягкими электродами). Наряду с этим, соответствующим выбором
вязкопластических свойств металла шва возможно обеспечение повышенной технологической и эксплуатационной прочности монтажных стыков
труб нефтепроводов.
Бакши О.А., Зайнуллин Р.С. О снятии сварочных напряжений в сварных соединениях с механической неоднородностью приложением внешней нагрузки // Сварочное производство. – 1973.  № 7. – С. 10-11.
1)
8
Во второй главе произведена оценка степени снижения остаточной
напряженности и дефектности при гидравлических испытаниях участка
нефтепровода, монтажные стыки которого сварены мягкими швами.
Установлено, что в пределах активной зоны, в которой при сварке
произошли термопластические деформации, возникают остаточные напряжения  ост , которые по величине примерно равны пределу текучести металла соответствующего участка. Например, в мягком шве  ост   тм , где  тм 
предел текучести металла мягкого шва. За пределами активной зоны остаточные напряжения меняют знак на обратный, а их значения определяются
из условия статической эквивалентности. В действительности даже для однородных соединений (  тм   том , где  том  предел текучести основного металла) остаточные напряжения в окрестности кольцевых швов изменяются
по сложным полиэкстремальным зависимостям:  ост   том 1  х 2 /1  х 4 , где
х  х / х* ; х*  размер активной зоны. При х  0 (центр шва) остаточные
напряжения принимают свое максимальное значение (  ост   том   тш , где
 тш  предел текучести металла шва). Приложение внешней нагрузки, вызы-
вающей напряжения  и (при гидравлических испытаниях), приводит к снижению
максимальных
остаточных
напряжений
в
n
раз:
и
и
и
и
n   ост
/  ост   ост
/  тш   ост
/  тм , где  ост
 остаточные напряжения после
испытаний. Показано, что величина
n  1   и2  1  х  /1  х  ,
2
4
(1)
где  и   и /  тм  относительное испытательное окружное напряжение. Отсюда следует простой и важный вывод: чем меньше предел текучести металла кольцевого шва  тш  , тем меньше должна быть величина испытательного напряжения  и при условии полного снятия остаточных напряжений.
Формула (1) достаточно адекватно подтверждается экспериментальными
исследованиями на натурных сосудах (ИркутскНИИХИММАШ), сварных
элементах2) и др.
Хрупкие разрушения сварных конструкций: Пер. с англ. / В. Холл, Х. Кихара, В. Зут, А.А. Уэллс.  М.: Машиностроение, 1974.  320 с.
2)
9
Другой не менее важной проблемой является установление критических
параметров дефектов, соответствующих испытательному напряжению  и .
В этом направлении большой вклад внесли ученые ГУП «ИПТЭР»
(профессора А.Г. Гумеров, Р.С. Зайнуллин, Р.С. Гумеров, К.М. Гумеров и
др.), МИФИ (проф. Е.М. Морозов), ИМАШ им. А.А. Благонравова
(чл.- корр. РАН Н.А. Махутов) и др. Тем не менее, остается ряд нерешенных
задач по оценке критических параметров трещиноподобных дефектов в монтажных стыках высокопрочных труб, в частности по оценке коэффициентов
трещиностойкости  тр .
Одними из опасных дефектов в монтажных стыках трубопроводов являются несплавления и непровары швов. В зависимости от толщины S свариваемых труб сварные соединения с непроваром шва могут быть схематизированы в виде двух основных моделей, показанных на рисунке 1, а и б.
h
Р
а)
в
Р
S
Р
в
h
Р
S
б)
Рисунок 1 – Модели конструктивных элементов с непроваром односторонних (а)
и двусторонних (б) швов
Для пластичных сталей на основании теории пластичности легко показать, что предельное состояние для указанных моделей (рисунок 1, а и б)
будет определяться предельными напряжениями при одноосном растяжении гладких образцов  в  с учетом снижения площади рабочего сечения
моделей m h  h / S :  св   в 1  mh  . Другими словами, для таких моделей в
нетто-сечении среднеинтегральные разрушающие напряжения  нв   вш , где
 вш  предел прочности металла в окрестности вершины несплавления ме-
талла шва. Следовательно, прочность конструктивного элемента с несплавлениями швов будет определяться формулой
 св  К в   вом 1  mh  ,
(2)
10
где К в   вш /  вом  степень отличия пределов прочности металла шва и основного металла (или коэффициент механической неоднородности). Влияние К в на  св просматривается при анализе данных рисунка 2 (для сталей
с  тр  1,0 экспериментальные точки ложатся выше прямых, рассчитанных
по формуле (1) без учета К в ). Формула (2) подтверждается экспериментально на прямоугольных образцах В / S  1 и цилиндрических сосудах из сталей (10, 20, 16ГС, 17ГС, 09Г2С, 10Г2С1 и др.) с продольными швами с непроваром и трещинами, протяженность которых   D ( D  диаметр сосуда).
Как известно, для высокопрочных труб с несплавлениями в монтажных
швах среднеинтегральные разрушающие напряжения в нетто-сечении (  нв )
могут не достигать предела прочности металла шва и основного металла (рисунок 2, сталь 30ХГСНА). Для оценки этого фактора вводится параметр трещиностойкости тр   нв /  вш , который зависит от параметра m h . Установлено, что минимальное значение  тр соответствует моделям (рисунок 1) при
m h  0,5 . Это значение (0,5) принято называть коэффициентом трещиностой-
кости  тр . Чем меньше  тр , тем ниже разрушающее напряжение  нв и трещиностойкость сталей. При этом  тр mh  описывается следующей формулой:
 тр mh   1  4  mh 1  mh 1   тр  , которая достаточно адекватно отвечает мно-
гим экспериментальным литературным данным (рисунок 3).
Таким образом, для определения  тр mh  достаточно испытать образцы с одним значением параметра m h  0,5 . Другой наиболее важной
проблемой является установление взаимосвязи параметра  тр и известных
механических характеристик сталей.
Для расчетной оценки  тр обоснована следующая формула:
 тр   в  0,125   П ,
(3)
где  в   в / 0,25;    / 0,25;  в и   соответственно равномерное и полное
относительные сужения. Ориентировочно П  4   5 , где  5  относительное
11
удлинение пятикратного образца. Например, при  5  0,12 коэффициент
трещиностойкости  тр  0,693 .
св, МПа
30ХГСНА
800
2
600
1
400
12Х18Н10Т
200
0
а)
0,1
0,2
0,3
0,4
mh
0,4
mh
св,
МПа
450
1
400
09Г2С
350
300
Ст3
250
б)
200
0
0,1
0,2
0,3
 эксперимент (С.А. Куркин, проф. МГТУ им. Н.Э. Баумана);
1 – расчет по формуле (2) при  тр  1,0 ; 2 – расчет по формуле (3) при  тр  0,52
а – для высокопрочной (30ХГСНА) и нержавеющей (12Х18Н10Т) сталей;
б – для низкоуглеродистых (Ст3, 20, 22, 20К и др.) сталей
Рисунок 2 – Графики зависимости  св от mh
12
тр = нв/в
1
2
0,8
3
1 – Ст3 (непровар)
t  20  C;
4
2 – «Д» (трещина)
t  20  C;
3 – «Л» (трещина)
t  20  C;
0,6
4 – 30ХГСНА (непровар)
5 – Ст3 (непровар) t  196
6 – органическое стекло
0,4
6
0
0,1
5
0,2
0,3

C;
Рисунок 3 – Графики зависимости
коэффициента трещиностойкости
 тр от mh
0,2
0
t  20  C;
0,4
mh
Предложенная формула (3) согласуется с экспериментальными данными других авторов (рисунок 4).
Таким образом, прочность элементов с несплавлениями (рисунок 1)
будет определяться по формуле
 св   вом  Кв   тр 1  mh  .
(4)
Формулу (4) можно использовать для консервативной оценки  св для
модели, показанной на рисунке 1, б.
В таблице 1 приведены механические характеристики и коэффициенты трещиностойкости  тр (см. колонку 8) для распространенных в
нефтегазовой отрасли низкоуглеродистых и низколегированных сталей с
различной исходной прочностью. Значение  тр в таблице 1 соответствует
основному металлу и квадратным образцам (SS) с искусственными трещинами, изготовленным и испытанным по требованиям ГОСТ 25.506-85.
Модели (рисунок 1) отвечают протяженным несплавлениям и в
большей мере имеют практическое значение в лабораторной практике. В
реальных конструкциях вероятнее появление двухпараметрических несплавлений, для которых характерны два геометрических параметра: m h и
m  m    / B (рисунок 5).
13
Таблица 1  Механические свойства низкоуглеродистых
и низколегированных сталей различной прочности
 т,
в,
С,
МПа
МПа
МПа
1
2
3
20
265
22К
Ктв
n
П
тр
4
5
6
7
8
450
860
0,590
0,260
1,40
1,00
267
440
870
0,600
0,240
1,20
1,00
Ст3
252
407
900
0,620
0,220
1,15
1,00
14ГН
325
465
840
0,700
0,200
1,20
1,00
14ХГС
390
540
990
0,720
0,180
1,12
1,00
16ГС
310
500
820
0,620
0,230
1,25
1,00
16ГС*
490
620
1075
0,790
0,100
0,90
0,91
16ГНМ
337
556
1009
0,610
0,180
1,17
1,00
16ГНМА
344
580
1080
0,600
0,180
1,18
1,00
17ГС
402
570
1090
0,710
0,200
1,20
1,00
17Г1С
406
575
930
0,705
0,180
1,15
1,00
17Г1С*
635
765
1110
0,830
0,117
0,87
0,85
09Г2С
306
504
1000
0,610
0,240
1,11
1,00
10Г2С
340
500
890
0,680
0,170
1,05
1,00
09Г2ФБ
421
549
845
0,770
0,140
1,20
1,00
10Г2ФБ
441
589
910
0,750
0,150
1,15
1,00
13Г2АФ
362
529
865
0,680
0,180
1,07
1,00
10Г2ФБ
461
589
900
0,780
0,144
0,90
0,92
Х70
461
589
909
0,750
0,150
1,14
1,00
08Г2СФТ
578
680
1100
0,850
0,092
0,39
0,62
30ХГСНА
920
995
1080
0,940
0,075
0,30
0,52
Сталь
Примечание  Данные получены при нормальной температуре испытаний сталей в горячекатаном состоянии листового проката; *  термоупрочненные (закалка + отпуск 600 С) стали.
14
тр
1
0,8
0,6
0,4
 по данным таблицы
1 – Ст3 (непровар) при t  20 C ( И .И .Макаров ) ;
2 – органическое стекло (трещина) (ГУП «ИПТЭР»);
3 – Ст3 (непровар) t  196 C ( И .И .Макаров )
0,2
2
3
0
4
8
12
16
20
24
28
5, %
Рисунок 4 – График зависимости коэффициента трещиностойкости тр
от относительного удлинения 5
К h
mh = 0,15
Р
0,25
0,8
0,35
0,45
0,55
0,6
0,65
0,75

0,85
0,4
0,95
В
h
S
0,2
0
0,2
0,4
0,6
0,8
m
Р
Рисунок 5 – Модель с двухпараметрическим
несплавлением
Рисунок 6 – Графики зависимости
К h m , mh 
Уменьшение относительной длины несплавления m  повышает площадь рабочего сечения и прочность элемента. В этом случае коэффициент
прочности сварного элемента  c  можно представить в виде произведения
коэффициентов механической неоднородности К в , трещиностойкости  тр
и ослабления рабочего сечения К h :
15
где
 c   в /  вом  Кв  тр  Кh ,
(5)
К h  1  mh
(6)
4
m .
Графики зависимости К h от m  и m h приведены на рисунке 6.
При К в  1,0 и α тр  1,0 с  К h . Уменьшение  или m  приводит к
значительному росту параметра К h и соответствующему росту  c .
Таким образом, разработан метод расчета несущей способности
сварных конструктивных элементов нефтепроводов из высокопрочных
труб с несплавлениями в швах с учетом их геометрических параметров и
местоположения, а также исходной прочности материала (стали).
Третья глава посвящена обоснованию возможности выполнения
кольцевых стыков высокопрочных труб мягкими швами.
Особенностью механического поведения конструктивных элементов
с мягкими швами (прослойками) является зависимость прочностных и деформационных характеристик от их относительной толщины:  м  hм / Г ,
где hм  толщина мягкой (М) прослойки; Г  геометрический параметр
конструктивного элемента или образца, предопределяющий рабочее сечение (несущую способность). Например, для круглых образцов Г  D , где
D  его диаметр. Для прямоугольных образцов Г  S (S  толщина образ-
цов, вырезанных из листового проката, труб или обечаек).
Большинство известных нам исследований касается расчетной оценки статической прочности конструктивных элементов с мягкими прослойками. Между тем, большое значение при оценке прогнозируемого и остаточного ресурсов имеют вопросы расчетной оценки характеристики циклической повреждаемости конструктивных элементов нефтепроводов с
мягкими прослойками.
Анализ многочисленных экспериментальных исследований (ЧГТУ,
МГТУ им. Н.Э. Баумана, ЦНИИпроектстальконструкция и др.) показывает,
что для конструктивных элементов с поперечной мягкой прослойкой отме-
16
чается заметное увеличение предела усталости 1 при уменьшении параметра  м (рисунки 7 и 8).
-1, МПа
r = 1,0
h
Т
300
М
Т
D
250
К цв  1,75
200
0
0,2
0,4
0,6
 эксперимент [Н.А. Клыков];
0,8
м
 по формуле (7)
Рисунок 7 – График зависимости предела усталости  1 образцов
от относительной толщины мягкой прослойки
К ц
К цв  1,8
1,6
2
1
1,4
1,2
1,0
0
0,2
0,4
0,6
0,8
м
 эксперимент [Н.А. Клыков];
 эксперимент [Р.С. Зайнуллин];
 по формуле (7)
Рисунок 8 – Графики зависимости коэффициента механического упрочнения
ц
мягкой прослойки К  от ее относительной толщины м
при r  1 1 и r  1 2
17
Эта закономерность достаточно адекватно описывается полученной
нами следующей формулой:
 1
 К ц  К вц  К вц  1  м ,
м
 1
(7)
где К вц   т1 /  м1 ;  т1 и  м1  пределы усталости основного (Т) и мягкого (М)
металлов; К ц  коэффициент механического упрочнения образца с мягкой
прослойкой. При коэффициенте асимметрии цикла r = 1 значение  м в
формуле (7) необходимо брать в первой степени.
Формула (7) справедлива для образцов, испытуемых при изгибе и
растяжении (сжатии). При этом необходимо учитывать, что при растяжении (сжатии)  р1  0,7   и1 , где  и1  предел усталости стали при изгибе.
При определении предела усталости металла мягкой прослойки
необходимо учитывать наличие концентраторов напряжений.
Если концентратор напряжений не снижает рабочее сечение конструктивного элемента, то величину  м1к можно рассчитывать по формуле
 м1к   м1  К эф   м1   К ,
тв
(8)
где К эф  эффективный коэффициент концентрации напряжений;   
теоретический коэффициент концентрации напряжений; К тв   тм /  вм ;  тм и
 вм  пределы текучести и прочности металла мягкой прослойки. Напом-
ним, что повышение прочности стали приводит к росту К тв . Формула (8)
достаточно адекватно отвечает экспериментальным данным других авторов. В работе предложены формулы для определения  м1к с учетом концентраторов напряжений, снижающих рабочее сечение элементов. Увеличение степени снижения рабочего сечения элемента приводит к значительному снижению К ц .
Анализ схематизированной диаграммы предельных амплитуд Гудмана показывает, что взаимосвязь  м1 и r может быть описана следующей
аналитической формулой:
18
 rм
1 r

 К r  2 / 1  r 
 К м1в  ,
м
 1
1 r

(9)
где К м1в  σ м1 /σ вм  0,40 при изгибе, К -м1в  0,28 при растяжении (сжатии).
Графики зависимости К r r  , построенные на основании формулы (9), приведены на рисунке 9.
Кr
2,2
1
2
1,8
1,4
1,0
r
0,75 0,5 0,25
0
0,25
0,5
0,75
r
1  К м1в  0,28; 2  К м1в  0,40
Рисунок 9 – Графики зависимости параметра Кr от коэффициента асимметрии r
для конструктивных элементов с мягкими швами
Как и следовало ожидать, увеличение коэффициента асимметрии существенно повышает коэффициент Кr и предел усталости  r конструктивных
элементов с мягкими монтажными швами. Для конструктивных элементов
нефтепроводов характерны циклы с 0  r  1 . В этой области отмечается
наибольший рост предела усталости  r .
Таким образом, предел усталости металла монтажного стыка высокопрочных труб будет определяться по формуле
σ r  К м1в  К χц  К эф  К r  σ вм .
(10)
Четвертая глава посвящена разработке метода расчетной оценки
ресурса монтажных стыков высокопрочных труб в условиях квазистатиче-
19
ской и усталостной повреждаемости с учетом особенностей взаимодействия остаточных послесварочных и активных (испытательных) напряжений в мягком металле шва.
Базируясь на данных ГУП «ИПТЭР» (Р.С. Зайнуллин и др.) и полученных во второй главе диссертации результатах, выведена следующая
формула для оценки предела усталости металла мягкого монтажного шва
 rм ш в зависимости от параметров испытаний и остаточной напряженности:
q
,
 rм ш   r  1  n  К тв
(11)
где q  константа q  1,25; n  определяется по формуле (1) при х  1,0;  r 
предел усталости, определяемый по формуле (10) без учета послесварочных напряжений.
На рисунке 10 приведены графики зависимости σ мш
от параметра
1 /σ r
К тв .
 rм ш
r
0,8
n=0
0,6
n = 1,0
0,4
0,2
0
0,5
0,6
 q = 1,25;
0,7
0,8
0,9
Ктв
 q = 1,0 (данные МГТУ им. Н.Э. Баумана)
мш
Рисунок 10 – Графики зависимости σ r /σ r от параметра К тв
Видно, что остаточные напряжения существенно снижают предел
усталости монтажного мягкого шва. В случае полного снятия остаточных
послесварочных напряжений  и   тм   тш  предел усталости кольцевого
мягкого шва (σ rм ш ) может возрастать в несколько раз.
При малоцикловом нагружении, что характерно для нефтепроводов,
число циклов до зарождения трещины N 3 и амплитуды окружных услов-
20
ных напряжений  а* связаны известной формулой (А.П. Гусенков,
В.П. Когаев, Н.А. Махутов, ИМАШ РАН им. А.А. Благонравова):
σ а*  ε а  Е 
0,25 Еln 1/ 1  ψ 
 σ 1 ,
N зт
(12)
где  а  амплитуда упругопластических деформаций; Е  модуль упругости; m  константа стали m  0,5;   относительное сужение образца после его разрыва при растяжении. На наш взгляд, целесообразнее вместо  1
в формулу (12) подставлять значение  r , определенное на основании формул (10) и (11).
Анализ формулы (12) показывает, что остаточные напряжения заметно сказываются на долговечности лишь при сравнительно низких амплитудах напряжений  а* (больших долговечностях) (см. рисунок 11).
а
  0,5
 в  550 МПа
*
К тв  0,85
104
n0
3
10
n  1,0
102
101
102
103
104
N3
Рисунок 11 – Взаимосвязь  а * и N3 при n  1,0 и n  0
Одним из факторов, ограничивающих практическую значимость
уравнения (12), является сложность определения амплитуды деформаций
 а с учетом концентраторов напряжений и др. В связи с этим возникает
необходимость разработки расчетных методов определения циклической
долговечности конструктивных элементов с использованием характеристик статической прочности. Более того, уравнение (12) включает в себя
21
экспериментальную механическую характеристику  1 , определяемую на
шлифованных и полированных образцах.
Анализ многочисленных литературных данных по циклической повреждаемости сталей и конструктивных элементов показывает, что в логарифмических координатах зависимости между амплитудой напряжений  а
и количеством циклов до разрушения N р можно представлять в виде трех
пересекающихся прямых (рисунок 12). Точки С, М и У соответствуют
пределам статической, малоцикловой и усталостной прочности σ в , σ м , r  .
Величину
r
устанавливают
при
определенной
базе
испытаний
N  N   106  .
а,
М  м , N м 
С  в , 0
МПа
800
600
400
У(r, Ny)
I
200
10-1
100
101
III
II
102
103
104
105
106
107
Nр
I – квазистатическая (малоцикловая); II – усталостная повреждаемость;
III – область неограниченной долговечности
Рисунок 12 – Полная диаграмма циклической повреждаемости
Базируясь на термодинамических процессах малоцикловой повреждаемости металлов, описываемых степенными функциями, в работе показано, что параметры N м и  м находятся в следующей зависимости от
характеристик истинной диаграммы растяжения:
N м  k N  10 mм ;  м 
м
m 
 k  К тв
,
в
м
(13)
22
где k N , k  , m ì и m мσ константы стали.
Значения коэффициентов k N и k  близки к единице k N  k   1,0 .
Показатели степени уравнения (13) определяются по формулам:
mм  2,5 1  3  n   5 1,5  К тв  ;
(14)
mм  4 К тв  е / n 
(15)
0, 25n
,
где n  коэффициент деформационного упрочнения стали; е  основание
натурального логарифма, e  2,72 ; К тв  как и ранее, отношение пределов
текучести и прочности. Из формул (13)-(15) видно, что параметры малоцикловой усталости сталей зависят лишь от деформационных характеристик сталей n n   5  0,125   . Здесь  5  относительное удлинение пятикратного образца на одноосное растяжение, а   относительное сужение.
Повышение прочностных характеристик стали (увеличение К тв ) сужает
область малоцикловой усталости в диаграммах Велера, что сопровождается увеличением  м и снижением N м (рисунок 13).
м
Nм
 м К тв 
10
4
0,9
N м К тв 
103
0,8
102
0,7
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
Ктв
Рисунок 13 – Графики зависимостей параметров малоцикловой усталости
N ì и  м от К тв
23
ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ
1. Показано, что одним из эффективных технологических приемов
обеспечения необходимого качества монтажных стыков высокопрочных
труб нефтепроводов является выполнение их мягкими (менее прочным и
более пластичным металлом в сравнении с основным) швами в сочетании с
определенными параметрами гидравлических испытаний.
2. Установлена взаимосвязь между величиной испытательного давления, остаточной напряженностью и дефектностью монтажных стыков
высокопрочных труб нефтепроводов.
Доказана возможность полного снятия послесварочных напряжений
в монтажных стыках высокопрочных труб при испытаниях участка нефтепровода.
3. На основании результатов теоретических и экспериментальных
исследований доказана возможность применения мягких швов в монтажных стыках высокопрочных труб с обеспечением необходимого ресурса
безопасной эксплуатации нефтепроводов при статическом и циклическом
нагружениях.
Получены аналитические зависимости для оценки влияния геометрических параметров монтажных мягких швов на характеристики циклической повреждаемости высокопрочных труб с учетом характера приложенных нагрузок, концентраторов напряжений и асимметрии циклов
нагружения. Установленные закономерности качественно и количественно
совпадают с экспериментальными данными других авторов и согласуются
с основными положениями теорий усталостной повреждаемости материалов и сварных конструкций.
4. Произведена оценка ресурса монтажных стыков высокопрочных
труб в условиях квазистатической и усталостной повреждаемости металла
с учетом особенностей взаимодействия остаточных послесварочных и активных (испытательных) напряжений в мягком металле швов.
Установлена взаимосвязь характеристик циклической повреждаемости с величиной послесварочных и испытательных напряжений. Установлено, что в случае полного снятия послесварочных напряжений предел
усталости монтажного шва высокопрочных труб может увеличиваться в
несколько раз.
24
Базируясь на механических и термодинамических процессах малоцикловой повреждаемости металлов, описываемых степенными функциями, в работе предложены аналитические формулы для оценки предела малоцикловой прочности и соответствующего ресурса безопасной эксплуатации монтажных швов и других конструктивных элементов нефтепроводов из высокопрочных труб.
Разработан и предложен инженерный метод построения полных диаграмм циклической повреждаемости сталей различных категорий исходной прочности.
5. На основании результатов исследований разработаны методические рекомендации по расчетному определению прогнозируемого и остаточного ресурсов монтажных стыков высокопрочных труб нефтепроводов.
Основные результаты диссертационной работы опубликованы
в следующих научных трудах:
1. Зиннатуллин А.К., Рождественский Ю.Г., Тимошкин Ю.В.,
Кравченко С.В. Обзор математических моделей расчета скорости углекислотной коррозии // НТЖ «Проблемы сбора, подготовки и транспорта
нефти и нефтепродуктов» / ИПТЭР. – 2007. – Вып. 4 (70). – С. 67-70.
2. Мухаметшин Р.Р. и др. Методические рекомендации по расчетной
оценке критических параметров трещиноподобных дефектов в конструктивных элементах нефтегазового оборудования / Р.Р. Мухаметшин,
С.В. Кравченко, И.Ф. Кантемиров; под ред. проф. Р.С. Зайнуллина. – Уфа,
2008. – 51 с.
3. Кравченко С.В. Система мониторинга коррозии и эффективности
ингибирования трубопроводов ОАО «ТНК-НЯГАНЬ» // Проблемы и методы обеспечения надежности и безопасности систем транспорта нефти,
нефтепродуктов и газа. Матер. научн.-практ. конф. 27 мая 2009 г. – Уфа,
2009. – С. 196-197.
4. Кравченко С.В., Кантемиров И.Ф. Обеспечение безопасности эксплуатации нефтегазового оборудования и трубопроводов с повышенной
производительностью. – Уфа, 2008. – 70 с.
5. Кантемиров И.Ф., Кравченко С.В. Расчетная оценка несущей способности сварных стыков разнородных элементов нефтегазовых резервуа-
25
ров // НТЖ «Проблемы сбора, подготовки и транспорта нефти и нефтепродуктов» / ИПТЭР. – 2010. – Вып. 1 (79). – С. 107-111.
6. Кантемиров И.Ф., Кравченко С.В. Метод оценки ресурса конструктивных элементов нефтегазовых резервуаров по критериям статической и циклической трещиностойкости // НТЖ «Проблемы сбора, подготовки и транспорта нефти и нефтепродуктов» / ИПТЭР. – 2010. – Вып. 1
(79).
–
С. 104-106.
7. Кантемиров И.Ф. и др. Методические рекомендации. Обеспечение
ресурса монтажных швов высокопрочных труб / И.Ф. Кантемиров,
С.В. Кравченко, А.Р. Зайнуллина. – Уфа, 2010. – 19 с.
8. Гумеров А.Г., Кравченко С.В. Оценка и повышение ресурса безопасной эксплуатации нефтепроводов из высокопрочных труб // Проблемы
и методы обеспечения надежности и безопасности систем транспорта
нефти, нефтепродуктов и газа. Матер. научн.-практ. конф. в рамках XVIII
междунар. специализир. выставки «Газ. Нефть. Технологии – 2010». – Уфа,
2010. – С. 166-168.
26
Фонд содействия развитию научных исследований.
Подписано к печати 11.05.2010 г. Бумага писчая.
Заказ № 202. Тираж 100 экз.
Ротапринт ГУП «ИПТЭР» РБ. 450055, г. Уфа, пр. Октября, 144/3.