Содержание к диссертации
Введение
1 Современные механизмы коррозионно механической повреждаемости металла оболочковых элементов трубопроводных систем
1.1 Основные теории коррозии под напряжением 9
1.2 Анализ коррозионно-механического разрушения элементов действующих трубопроводов 35
Выводы по главе 1 46
2 Исследование взаимосвязей характеристик рабочей среды и прочностной безопасности оболочковых элементов трубопроводных систем 47
2.1 Взаимосвязь деформационно-силовых и энергетических характеристик сопротивления статическому разрушению оболочковых элементов ТС. 47
2.2 Закономерности механической активации диффузионных и коррозионных процессов в металле оболочковых элементов ТС 60
Выводы по главе 2 76
3 Исследование и разработка методов расчета характеристик прочностной безопасности оэ тс в условиях кратковременного статического нагружения в водородсодержащих рабочих средах 77
3.1 О возможностях критерия пластической неустойчивости при оценке предельного состояния ОЭ ТС 77
3.2 Определение предельного состояния ОЭ ТС с локализованными утолщениями 80
3.3 Особенности расчетов предельной прочности ОЭ ТС с трещиноподобными утонениями стенок, работающих в водородсодержащих средах 89
3.4 Оценка коэффициентов прочности ОЭ ТС на примере фактического разрушения газопровода 99
Выводы по главе 3 104
4 Расчетное определение характеристик прочностной безопасности оэ тс при длительном статическом нагружении в водородсодержащих рабочих средах 105
4.1 Обоснование кинетического уравнения локализованных процессов коррозии и охрупчивания металла ОЭ ТС 105
4.2 Оценка долговечности ОЭ ТС в условиях локализованной механохимической коррозии 106
4.3 Совершенствование методов расчета на прочность ОЭ ТС, работающих под давлением коррозионно-активных рабочих сред 112
4.4 Особенности развития коррозионно-механических трещин 123
4.5 Расчетное построение диаграмм сероводородного разрушения базовых элементов трубопроводных систем 128
Выводы по главе 4 137
5 Разработка методов расчета характеристик прочностной безопасности оболочковых элементов тс, работающих при циклических нагрузках в нейтральных и водородсодержащих рабочих средах 138
5.1 Феноменологические закономерности циклической усталости материала оболочковых элементов ТС 138
5.2 Оценка малоцикловой водородной усталости оболочковых элементов ТС по уравнению Коффина-Мэнсона 143
5.3 Разработка методов расчета безопасного развития трещин в оболочковых элементах ТС, работающих в нейтральных и водород со держащих рабочих средах 154
Выводы по главе 5 172
6 Разработка и внедрение новой технологии изоляции трубопроводов полимерными ленточными покрытиями 174
Выводы по главе 6 186
Основные выводы и рекомендации 188
Библиографический список использованной
Литературы
- Анализ коррозионно-механического разрушения элементов действующих трубопроводов
- Закономерности механической активации диффузионных и коррозионных процессов в металле оболочковых элементов ТС
- Особенности расчетов предельной прочности ОЭ ТС с трещиноподобными утонениями стенок, работающих в водородсодержащих средах
- Оценка долговечности ОЭ ТС в условиях локализованной механохимической коррозии
Введение к работе
Актуальность работы
Среди крупных народнохозяйственных проблем важнейшая роль принадлежит топливной энергетике, и прежде всего нефтегазовой отрасли. Развитие топливно-энергетической базы страны предопределяет прогресс индустрии и теснейшим образом связано с обеспечением безопасности трубопроводных систем (ТС), включающих оболочковые элементы (ОЭ) различных геометрических форм и размеров. Оболочковые элементы (цилиндры, сферы, конические переходы и др.) работают в сложных условиях напряженно-деформированного состояния и воздействия рабочих сред, интенсифицирующих деградационные процессы повреждения и охрупчивания металла.
Все это актуализирует проблемы прочностной безопасности трубопроводных систем, базирующейся на современных достижениях физико-химической механики разрушения материалов и оболочковых элементов из них.
Несмотря на несомненные достижения в этой отрасли науки в литературе недостаточно сведений по оперативной адекватной расчетной оценке характеристик прочностной безопасности ОЭ ТС, работающих в водородсодержащих рабочих средах, вызывающих охрупчивание металла. Исходя их этого сформулированы основные цель и задачи настоящей работы. При этом большинство научных исследований соответствуют Государственным научно-техническим программам АН РБ и РАН «Надежность и безопасность технических систем в нефтегазохимическом комплексе» и др.
Цель работы — обеспечение прочностной безопасности оболочковых элементов трубопроводных систем на основе научных разработок и внедрения экспресс-методов расчетного определения остаточного ресурса защитных покрытий в условиях воздействия водородсодержащих рабочих сред на металл.
Основные задачи исследования:
- анализ механизмов развития и торможения процессов коррозионно-механического разрушения ОЭ ТС;
- оценка взаимосвязей характеристик рабочей среды и прочностной
безопасности ОЭ ТС;
- расчетное определение скорости коррозии и времени до разрушения ОЭ
ТС с повреждениями;
- создание экспресс-методов расчетно-экспериментального определения
характеристик прочностной безопасности ОЭ ТС по критериям
трещиностойкости с учетом температурного и водородного охрупчивания
металла;
- разработка методов расчета характеристик прочностной безопасности ОЭ
ТС, работающих в условиях циклического давления водородсодержащих рабочих
сред, а также экспресс-методов расчета характеристик прочностной безопасности
ОЭ ТС с применением компьютерных систем;
разработка технологии изоляции трубопроводов полимерными ленточными покрытиями.
Методы решения основных задач
Все научные исследования и разработки базируются на современных достижениях и подходах физико-химической механики материалов и разрушения, упругопластичности и механохимии металлов, теории надежности и безопасности трубопроводных систем.
Научная новизна результатов исследований:
установлена закономерная взаимосвязь кинетики диффузионных процессов и степеней водородного и температурного охрупчивания сталей различного структурно-прочностного состояния;
- разработан метод расчетного определения параметров диаграмм
длительно-статического разрушения ОЭ ТС в условиях локализованной коррозии
и охрупчивания металла;
- установлена и научно обоснована единая функциональная взаимосвязь
коэффициентов прочности ОЭ ТС, механических свойств, трещиностойкости и
степени поврежденности рабочих сечений при их работе в нейтральных и
водородсодержащих рабочих средах;
- установлены и описаны закономерности взаимосвязей предельных
деформационных (раскрытие трещины Sc), силовых (предел
трещиностойкости /спо ГОСТ 25.506-85) и энергетических (Jc-интеграл)
критериев статической трещиностойкости и механических свойств большинства низкоуглеродистых и низколегированных сталей в различных структурно-прочностных состояниях, позволяющие оперативно и адекватно определять характеристики прочностной безопасности ОЭ ТС в условиях действия водородсодержащих рабочих сред;
уточнены параметры, входящие в уравнение малоцикловой усталости Коффина-Мэнсона, применительно к аномальным рабочим средам. Показано, что отношение пределов усталости и прочности является не постоянным, а зависящим от отношения пределов текучести и прочности стали;
базируясь на современных достижениях и положениях теории усталости, установлены и описаны взаимосвязи пороговых коэффициентов интенсивности напряжений Kth, отношения пределов текучести и прочности Кте, коэффициента
асимметрии цикла нагружения г и предельной плотности энергии деформации ww в нейтральных и водородсодержащих рабочих средах;
- получены научно обоснованные формулы, связывающие характеристики
циклической и статической вязкостей разрушения металла ОЭ ТС в нейтральных
и водородсодержащих рабочих средах.
Впервые для оценки характеристик прочностной безопасности ОЭ ТС введен коэффициент запаса вязкости разрушения пвр. Установлена взаимосвязь
количества циклов нагружения Nр и коэффициента запаса прочности пвр ОЭ ТС,
работающих в нормальных и водородсодержащих рабочих средах. Практическая ценность результатов работы
- разработанные экспресс-методы расчетного определения характеристик
прочностной безопасности ОЭ ТС позволяют избежать проведения
дорогостоящих и трудоемких экспериментов и натурных испытаний как в
нейтральных, так и водородсодержащих рабочих средах;
- большинство научных разработок положены в основу научно-
методических материалов по определению и повышению характеристик
прочностной безопасности ОЭ ТС.
На защиту выносятся:
взаимосвязи предельных деформационных, силовых и энергетических критериев статической трещиностойкости и механических свойств большинства низкоуглеродистых и низколегированных сталей в различных структурно-прочностных состояниях;
кинетические уравнения, связывающие характеристики прочностной безопасности ОЭ ТС и рабочих сред;
- комплекс экспресс-методов расчетного определения характеристик
прочностной безопасности ОЭ ТС, работающих в нормальных и аномальных
рабочих средах;
технология изоляции трубопроводов полимерными ленточными покрытиями.
Апробация результатов работы
Основные положения и результаты диссертационной работы докладывались на: Всероссийской научно-технической конференции студентов, аспирантов, молодых ученых и специалистов «Трубопроводный транспорт нефти и газа» (г. Уфа, 2002 г.); на Третьей международной научно-технической конференции «Сварка. Контроль. Реновация - 2003» (г. Уфа, 2003 г.); на Международных учебно-научно-практических конференциях «Трубопроводный транспорт» (г. Уфа, 2005, 2006, 2008, 2011 гг.); на IX Международной научно-технической конференции «Проблемы строительного комплекса России» (г. Уфа, 2005 г.); на 56-ой, 58-ой, 60-ой, 62-ой научно-технических конференциях студентов, аспирантов и молодых ученых УГНТУ (г. Уфа, 2005, 2007, 2009, 2011 гг.); на Международных научно-практических конференциях «Проблемы и методы обеспечения надежности и безопасности систем транспорта нефти, нефтепродуктов и газа» (г. Уфа, 2011-2013, 2015 гг.); на VII Международной научно-технической конференции «Надежность и безопасность магистрального
7 трубопроводного транспорта» (г. Новополоцк, 2011 г.); на Всероссийских научно-практических конференциях «Энергоэффективность. Проблемы и решения» (г. Уфа, 2011-2013 гг.).
За проведение научных исследований автор награжден следующими наградами: Дипломом за первое место в конкурсе молодых ученых и специалистов ОАО «ЛУКОЙЛ» (2004 г.); Грантами молодого преподавателя ОАО «Стройтрансгаз» в 2007 г. и 2008 г.; Дипломом «Лучший молодой преподаватель 2010 и 2011 годов»; Почетной грамотой ОАО «Уралтранснефтепродукт» (2012 г.); Благодарственным письмом Общественной палаты Республики Башкортостан (2013 г.), Дипломом лауреата Всероссийского конкурса «Инженер года» по версии «Профессиональные инженеры» в номинации «Сварка» (г. Москва, 2014 г.).
Публикации. Основные результаты диссертационной работы опубликованы в 100 научных трудах, в том числе в 3 монографиях и 25 ведущих рецензируемых научных журналах, рекомендованных ВАК Министерства образования и науки РФ, получен 1 патент.
Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, шести глав, основных выводов и рекомендаций, библиографического списка использованной литературы, включающего 305 наименований. Работа изложена на 228 страницах машинописного текста, содержит 93 рисунка, 3 таблицы.
Анализ коррозионно-механического разрушения элементов действующих трубопроводов
В настоящее время вопрос о роли наводораживания в коррозионном растрескивании является противоречивым [197 - 199, 205, 211 - 213, 227].
В частности, в работах [211, 227] изучалось влияние наводораживания на стойкость нержавеющих сталей к коррозионному растрескиванию. С помощью электроннографического исследования аустенизированных и пластически деформированных образцов из стали типа 304 показано следующее. При деформации 12 % и выше в структуре наблюдается появление феррита с о. ц. к. решеткой. При 6 %-ной деформации феррита не обнаружено. Однако при коррозии (выдержка в кипящем при 144 С хлористом магнии) в образцах после 6 %-ной деформации у вершины образовавшейся трещины отмечено появление большого количества феррита. На основании этого авторы делают вывод, что сама коррозионная реакция может вызвать базовое превращение аустенита в феррит в стали типа 304. Предварительное наводораживание исследуемых сталей проводили при катодной поляризации (напряжение 5 В, плотность тока порядка 0,5 А/см4) в растворе 5 %-ной серной кислоты с добавкой мышьяка. Влияние водорода изучали в тонком поверхностном слое, так как электролитическое наводораживание максимально проявляется только в этих условиях. Кроме стали 304, исследованию подвергали стали с различным содержанием азота (0,0004 % ... 0,3 %), углерода (0,001 % ... 0,07 %), фосфора (0,028 % ... 0,04 %), кремния, марганца и примерно с постоянным содержанием хрома и никеля. Напряженные образцы из нержавеющих сталей с пониженным содержанием азота и углерода (0,0004 % N; 0,001 % С; 20,4 % Сг; 10,4 % Ni и 0,0003 % N; 0,02 % С; 19,0 % Сг; 10,0 % Ni) не разрушились от коррозионного растрескивания в течение 500 ч при испытании в кипящем растворе хлористого магния.
У всех сталей после наводораживания наблюдалось увеличение параметров г. ц. к. решетки. С увеличением восприимчивости к коррозионному растрескиванию возрастают структурные составляющие, растворимость водорода и др.
Результаты фазового рентгеноструктурного анализа показали, что насыщенные водородом и восприимчивые к коррозионному растрескиванию стали содержат аустенит, аустенит с увеличенным параметром решетки и деформированный водородом феррит. В стойких к разрушению сталях после тех же испытаний обнаружен аустенит, аустенит с несколько увеличенным параметром решетки, недеформированный феррит и сложный железохромоникелевый гидрид. После старения в течение двух дней при комнатной температуре в сталях, восприимчивых к коррозионному растрескиванию, аустенит с измененным водородом параметром решетки и деформированный водородом феррит метастабильны и разлагаются на обычный аустенит и гексагональную гидридную фазу. У стойкой же к разрушению стали после старения структура почти не изменяется. По мнению авторов, тот факт, что в этих сталях не обнаруживается деформированный феррит, свидетельствует, что он либо не образуется, либо разлагается значительно быстрее, чем в восприимчивых к коррозионному растрескиванию. Различие в поведении сталей авторы видят в том, что в стойких материалах образование гидридной фазы происходит немедленно, тогда как в подверженных растрескиванию гидридная фаза появляется после старения.
Подтверждение этих данных получено в работе [194], в которой изучалось влияние наводораживания на механические свойства сталей. Показано, что проникновение водорода в металл инициирует протекание фазового превращения у а и у є. Наводораживание способствует объемным изменениям и возникновению напряжений, приводит к увеличению дефектов структуры и зарождению микротрещины на межфазной границе.
Влияние водорода на стойкость нержавеющих сталей в хлористом магнии в работе [212] доказывается косвенным образом. Авторы [212] считают, что при реакции гидрида с хлористым магнием происходит быстрое выделение пузырьков водорода. Поэтому, по их мнению, отсутствие обогащенных водородом фаз вполне понятно. Доказательством образования и растворения гидридных фаз при коррозионном растрескивании может служить, как предполагает Логан с сотрудниками, выделение из трещин пузырьков водорода. Выделяющийся при разложении гидридной фазы водород может не только удаляться с пузырьками, но и реагировать с металлом в вершине трещины, способствуя ее росту. Поскольку такая реакция происходит лишь на поверхностях, контактирующих с коррозионной средой, вновь образованные фазы быстро растворяются, и анализ металла образцов может не показать наличие поглощенного при коррозионном растрескивании водорода. Авторы предложили механизм коррозионного растрескивания для стали типа 304, который состоит в растворении анодных участков, образовавшихся при взаимодействии стали с выделяющимся при коррозии водородом, причем существенную роль в их образовании играет диффузия водорода под действием приложенных напряжений.
Предложенный механизм не до конца объясняет процесс коррозионного растрескивания, а утверждение авторов, что наводораживание является первопричиной возникновения и развития трещин на аустенитных сталях, является недостаточно обоснованным.
В работе [181] также показано отсутствие влияния наводораживания на склонность аустенитной стали 1Х18Н10Т к коррозионному растрескиванию. Далее в работах [295, 298, 299] также доказано, что наводораживание не является первопричиной коррозионного растрескивания. Испытания были проведены на стали 304 в растворе кипящего хлористого лития, так как исследования в кипящем хлористом магнии затруднены образованием на поверхности образца гидроокиси магния. Измерение количества поглощенного водорода сталью в кипящем растворе хлористого лития производили через 16 ч. Исследуемые образцы подвергали катодной и анодной поляризации токами до 100 мкА/см . Было отмечено, что поглощение водорода сталью не происходит при стационарном потенциале.
Количество поглощенного водорода с уменьшением плотности тока снижалось. Для усиления наводораживания стали в раствор вводили 1 г/л Na3As03; при этом общие закономерности сохранились, но отмечено увеличение количества поглощенного водорода при всех плотностях тока и при стационарном потенциале. Несмотря на это, увеличение количества поглощенного водорода при анодной поляризации не приводит к увеличению скорости роста трещин. Более того, при анодной и катодной поляризации током 100 мкА/см количество поглощенного сталью водорода примерно одинаково. Следовательно, если бы коррозионное растрескивание определялось наводораживанием, то время до разрушения напряженных образцов было бы одинаковым. В действительности, разрушение образцов при катодной поляризации током 100 мкА/см не происходит за 500 ч, тогда как при анодной поляризации той же плотностью тока разрушение стали отмечалось через 3 ч.
Подводя итоги изложенному выше, следует отметить, что с ростом температуры [126] ускоряется процесс коррозионного растрескивания стали при этом увеличивается подвижность водорода в металле, что также должно уменьшать восприимчивость сталей к коррозионному растрескиванию. Эти противоречия водородная теория не в состоянии преодолеть. По-видимому, процесс наводораживания металла при коррозионном растрескивании играет вспомогательную роль, облегчая развитие трещины за счет создания дополнительных напряжений в кристаллической решетке, а также за счет торможения движения дислокации вследствие образования облаков Коттрелла (деформационное старение).
Закономерности механической активации диффузионных и коррозионных процессов в металле оболочковых элементов ТС
На этой стадии деформирования плотность р дислокаций (дефектов кристаллической решетки) с ростом пластической деформации Е1 повышается в соответствии со степенным законом [22, 32, 62, 72, 83, 112 - 114, 172, 191, 225]: р = А-є, где А и т- константы для данных
условий деформации и металла. Отсюда становится ясным физическая сущность степенной закономерности упрочнения сталей. Отметим, что в реальных диаграммах растяжения в области сг = ав возможна реализация нескольких участков в образце, в которых происходит локализация деформаций (шейка). Окончательная локализация деформаций с последующим разрушением происходит по тому участку образца, где скорость упрочнения dolldl будет недостаточной для компенсации
степени разупрочнения, обусловленного уменьшением поперечного сечения образца. В любом случае, моменту образования шейки в образце необходимо достижение в металле критической плотности дислокаций. Ясно, что предварительно деформированный образец до є, =єв=п при последующем нагружении до разрушения будет иметь остаточные удлинение 80С1 и сужение Woci-, равные разностям: 80СТ = 8-п и у/0СТ = у/-п. При этом, нами установлено, что
Следует отметить, что предварительная деформация образца, соответствующая полному исчерпанию пластичности, будет разрушаться при напряжениях, близких к истинному сопротивлению разрушению SK по механизму хрупкого разрушения. Несмотря на это, в ряде работ делается попытка интерпретации характера «чашечного» разрушения образцов при растяжении с позиции реализации в шейке образца объемного напряженного состояния (Бриджмен, Зибель и др.). Не адекватны также модели деформирования шейки образца в соответствии с таковыми, реализуемыми в образцах с выточками, например с гиперболоидными (по Нейберу). В этой связи в рассматриваемой проблеме актуальными и нерешенными являются лишь вопросы, связанные с оценкой критических степеней поврежденности металла, соответствующих началу локализации деформаций (шейкообразованию) и разделению образца на две части. В плане оценки характера разрушения образцов при растяжении следует добавить следующее. Образец, изготовленный из хрупкого (или охрупченного) металла, будет всегда разрушаться по сечению, перпендикулярному направлению действия максимальных нормальных напряжений (рисунок 2.3, а, б) без образования шейки. Образцы из пластичного металла, за исключением особых условий испытания, как с трещинами (рисунок 2.3, в), так и без них (рисунок 2.4) в большинстве случаев разрушается с образованием шейки.
При этом присущие для металлов исходные микроповреждения (дислокации и их системы) в процессе нагружения последовательно притупляются, например, как схематично показано на рисунке 2.3, в. При достижении определенной плотности микропор возможна реализация зигзагообразной трещины (рисунок 2.4, а). Такая трещина реализуется в результате последовательного объединения микропор по направлениям, подготовленным предшествующей деформацией по плоскостям разрушения и сдвига. При этом окончательный характер разрушения образцов во многом предопределяется условиями испытаний, как правило, с выраженной чашеобразностью для осесимметричных образцов. а- продольное сечение медного образца [141]; б - рентгеновский снимок растянутого образца перед разрушением [141]
В целом, необходимо констатировать, что локализованная деформация и разрушение образцов являются результатом последовательного накапливания (увеличения плотности дислокаций и др.) повреждений по плоскостям отрыва и сдвига.
Отличительной особенностью локализованной деформации является факт повышения пластического коэффициента Пуассона [junM) [233 ].
Анализ литературных и собственных экспериментальных данных показывает, что в области неустойчивого пластического деформирования образцов при растяжении происходит увеличение пластического коэффициента jum в сравнении с finjf, = 0,5 в соответствии с формулой: 1 = - —, (2-6) где kSw - коэффициент, учитывающий долевое участие локального сужения в формировании относительного удлинения пятикратного образца. В первом приближении для низкоуглеродистых и низколегированных сталей в различных структурно-прочностных состояниях: =(0,1...0,15) . Увеличение у/ и снижение у/в приводит к росту пластического коэффициента Пуассона junjl (рисунок 2.5). Mn При mes 5 в прямоугольном образце практически реализуется плоское деформированное состояние. Реализация этого условия, как правило, приводит к возникновению поперечного напряжения в направлении оси х, по которой отсутствует деформация тг ( тг =0,5 rz).
Такое напряженно-деформированное состояние характерно для тонкостенных труб с приварными днищами и способствует некоторому увеличению средних разрушающих напряжений xze в сравнении с предельной прочностью контактного (круглого или квадратного) образца:
В работе произведена оценка влияния формы и размеров образцов на механические свойства низколегированных сталей повышенной прочности.
Таким образом, на основании выполненного комплекса экспериментальных и теоретических исследований в главе произведена оценка взаимосвязей силовых, деформационных и энергетических параметров образцов и труб из углеродистых и низколегированных сталей на всех этапах упруго-пластического деформирования и разрушения.
Предложена и обоснована аналитическая зависимость для оценки пластического коэффициента Пуассона (//ЙЛ). Установлено, что в области локализованной деформации величина junjl может значительно отличаться от общепринятого в теории пластичности значения 0,5.
Базируясь на литературных и собственных экспериментальных результатах, в работе установлены закономерности взаимосвязей прочности, пластичности и энергоемкости компактных и прямоугольных образцов.
Полученные результаты исследования могут быть исходными и базовыми при разработке нормативно-технических материалов по оценке качества и ресурса базовых элементов технических систем в нефтегазовой отрасли.
Особенности расчетов предельной прочности ОЭ ТС с трещиноподобными утонениями стенок, работающих в водородсодержащих средах
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 (ает со). К таким концентраторам можно относить разнотолщинность стыкуемых элементов, сварной шов с усилением и др. [167]. В этом случае коэффициент прочности элементов: Если шов имеет трещиноподобное повреждение (подрез, непровар, риску или трещину), то при оценке (рс необходимо учитывать относительную их глубину mA (mh=h/S, где h и д- глубина повреждения и толщина сварного соединения) и длину те (т =/D, где і и D- соответственно длина повреждения и диаметр оболочкового элемента) с использованием формулы:
Заметим, что во многих случаях 85 0,25, поэтому величина рс уменьшается прямо пропорционально увеличению относительной глубины повреждения. Это наблюдалось при эксплуатации действующих газопроводов в условиях стресс-коррозионного разрушения. Уменьшение относительной протяженности повреждения те приводит к значительному повышению рс (рисунок 4.2).
Для трещиноподобных повреждений интегрирование уравнения (4.1) в пределах от 0 до гв и от/?0 до hKp (h0 и h - начальная и критическая глубины трещиноподобного повреждения с фиксированной длиной і или те) получено уравнение для расчетов долговечности (время до разрушения ОЭТСге): 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].
Совершенствование методов расчета на прочность ОЭ ТС, работающих под давлением коррозионно-активныхрабочих 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 сг1 и шаровым тензором аср напряжений. При этом отношение уср/а1 принято называть коэффициентом жесткости напряженного состояния ц/а (i//CT = а /aj. Минимальное значение у/а =1/3 отмечается при одноосном растяжении, например, круглого металлического стержня (образца). В условиях равномерного трехосного растяжения у/а -» да.
Необходимо отметить, что для большинства металлических конструкций величина ц/а изменяется в сравнительно узком интервале от і до 2// (//-коэффициент Пуассона). При этом предельные напряжения, соответствующие переходу металла в пластическое состояние, изменяются не более 2/л/З 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 (crj, представляет собой некоторую среднеинтегральную величину фактических напряжений с аномально высокими градинтами их распределения по его поперечному сечению. Причем максимальные локальные напряжения сглтах могут достигать величины, близкой к теоретической (сЛ1тх 21000 М7а). Следовательно, коэффициенты концентрации напряжений К при ав =420...4200МПа могут достигать достаточно больших величин: К =5...50. Такой высокий уровень К может реализовываться лишь в микрообъемах металла с высокой жесткостью напряженного состояния ц/с. Этот факт достаточно убедительно подтверждается испытаниями образцов с пластичными прослойками и перемычками при осевом (одноосном) растяжении [65, 102, 276]. Одновременно с ростом Каф в областях с высоким коэффициентом ц/а 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 (/) в напряженном \С10.) и при ах = О \СЮ) можно оценивать с использованием уравнения Э.М. Гутмана для оценки механической активации коррозии металла труб упругих деформаций: где v , R и т - термодинамические параметры (мольный объем стали, универсальная газовая постоянная и абсолютная температура).
Разложив уравнение (4.15) в ряд Тейлора и отбрасывая члены высшего порядка, можно получить более простую взаимосвязь кда и al: где kt=TJT;T0 и т- абсолютные комнатная (То=293К) и рабочая (т) температуры; а1=а1/атд - действующее в элементе главное напряжение о-!, отнесенное к пределу текучести низкопрочной стали ат3 (ат3 =0,001 " = 210МПа). Нагружение образца до = 210 МПа способствует повышению равновесной концентрации примесных атомов примерно на 20 %. Этот феномен может проявляться и без приложения внешних нагрузок. Например, в кольцевых швах трубы с тт = 420 МПа возникают остаточные напряжения тост « тт =420МПа. При этом концентрация примесных атомов в металле швов оказывается больше в 1,42 раза, чем в основном металле. Поэтому в большинстве случаев сварные соединения более склонны к различным видам коррозионного разрушения, в том числе растрескиванию.
Важно, что скорость увеличения коррозионных процессов также описывается уравнениями типа (4.15) и (4.16). Для этого достаточно механический коэффициент диффузии кда заменить на механический коэффициент коррозии кка.
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 Fm (отношение рабочих напряжений ар к пределу прочности) предложена следующая достаточно адекватная формула
Оценка долговечности ОЭ ТС в условиях локализованной механохимической коррозии
Рассматривая характеры разрушения, можно выделить следующую особенность: при соединении образцов липкой стороной с поверхностью изоляционной основы получали адгезионный характер разрушения при обычной температуре, при повышенных температурах наблюдался смешанный характер разрушения. При соединении образцов липкими сторонами при обычной температуре наблюдался, в основном, смешанный характер разрушения, а при повышенных температурах когезионныи и смешанный характеры. Таким образом, при соединении липкими сторонами мы получаем некоторую монолитность нахлесточного соединения, т.е. усилие отрыва примерно соответствует прочности материала.
Определение водопроницаемости через нахлесточные соединения проводили в аналогичных лабораторных условиях и на той же ленте «Полилен» при температурах эксплуатации трубопровода: 20 С, 40 С,
Исследования показали, что скорость проникновения электролита через нахлесточные соединения изоляционных полимерных лент при температуре перекачиваемого продукта 60 С при соединении липкими поверхностями примерно в 2,2 раза ниже, чем при соединении липкой и полиэтиленовой поверхностями в прототипе (рисунок 6.7) [287, 288].
Время проникновения электролита через нахлесточные соединения при повышенных температурах увеличилось более чем в 3 раза [287, 288].
На разрывной машине Р-05 были определены абсолютное удлинение и разрывное усиление нахлесточного соединения. По результатам проведенных исследований получили следующие результаты: относительное удлинение в нахлесточном соединении при соединении липкими сторонами по сравнению с обычным способом уменьшается в среднем на 23 %, а прочность и сопротивление разрыву увеличиваются на 16 % [287, 288].
Возникают ситуации, когда адгезионная прочность покрытия к трубе низкая. Тогда силы сдвига должны быть уравновешены нормальной силой к поверхности трубы, воспринимаемой изоляционной лентой и деформирующей последнюю в радиальном направлении. Воздействие этого напряжения на изоляцию можно оценить через нормальное напряжение.
Математические расчеты показали, что при соединении липкими сторонами в нахлесточном соединении сдвиговые напряжения уменьшаются более чем в 3,8 раза по сравнению со стандартным способом соединения ленточных покрытий [287, 288].
Проведено исследование изменения защитных свойств изоляционных покрытий. Предельный срок службы изоляционных покрытий подземных трубопроводов определяется временем, в течение которого величина переходного сопротивления изоляции Rn снизится до значения, равного Rn = 103 Омм2 (определяемого по ГОСТ Р 51164-98).
Введена количественная характеристика степени повреждения изоляции х как отношение площади поврежденной изоляции к площади неповрежденной. Тогда модель для расчетов можно представить в виде эквивалентной схемы одного погонного метра трубопровода, обозначенного длиной L (рисунок 6.8), и представляет собой параллельно соединенные сопротивления, равные Ягр и R2p + RU3. Для определения общего сопротивления получено аналитическое выражение в соответствии с законами электрических цепей и учетом степени повреждения изоляции х (при условии Rzp + RCJl«RU3):
Установление закономерности изменения переходного сопротивления изоляционных покрытий во времени позволяет эффективно решать вопросы надежной эксплуатации и качественного строительства за счет оптимального выбора защитных покрытий. Так, всего 1 % разрушенной поверхности изоляции приводит к снижению R„ более чем в 8,7 раза (рисунок 6.9). Эти теоретические выводы подтверждены проведенными экспериментальными исследованиями [287, 288]. Результаты испытаний изменения переходного сопротивления для трубопровода диаметром 325 мм в зависимости от степени повреждения изоляции при удельном электросопротивлении песка и суглинка приблизительно 100 Ом-м представлены на рисунке 6.10.
После завершения изоляционных работ и укладки трубопровода в траншею защитное покрытие подвергается всевозможным деформациям: поверхностно-активные составляющие грунтов вымывают адгезивный слой в нахлесте и ленте, катодная поляризация и блуждающие токи приводят к отслаиванию изоляции, сдвигающие напряжения грунта и подвижки трубопровода при эксплуатации - к ползучести и образованию гофров. Все эти процессы в итоге являются источниками взаимодействия металла трубопровода с грунтовой средой, что является причиной не только коррозионных процессов, но и проникновения водорода с внешней среды, что может привести к тем процессам, которые были рассмотрены в первых пяти главах.
Использование новой конструкции защитного покрытия с двусторонним липким слоем и отделяемой антиадгезионной лентой существенно повышает работоспособность изоляционного покрытия [186, 287, 288].
В [186, 287, 288] рассмотрены организационно-технологические схемы производства работ, комплектация машинами, механизмами, оборудованием и людскими ресурсами при изоляции трубопроводов, конструкции узлов изоляционных машин, позволяющие проводить ремонтные работы в трассовых условиях с применением полимерных изоляционных лент и оберток с двусторонним липким слоем [18, 19, 75].