Исследование малоцикловой усталости труб магистральных газои нефтепроводов Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

УДК 539.43

А. С. Аистов, к. т. и., доцент

Г. А. Маковкин, д. т. п., профессор, ИНГ АСУ.

603000, Нижний Новгород, ул. Ильинская, 65.

ИССЛЕДОВАНИЕ МАЛОЦИКЛОВОЙ УСТАЛОСТИ ТРУБ МАГИСТРАЛЬНЫХ ГАЗО- И НЕФТЕПРОВОДОВ

В статье рассматриваются вопросы прочности магистральных газо- и нефтепроводов, используемых для транспортировки под давлением жидких и газообразных продуктов. Дня расчёта долговечности труб больиюго диаметра под внутренним давлением предложен метод, основанный на сопоставлении величин циклических упругопла-стических деформаций в наиболее нагруженной зоне труб (сварное соединение) с разрушающими повторными деформациями для случая погружения образцов из материала при испытаниях в режиме жёсткого погружения, соответствуюи/его условиям работы материала трубопровода.

Настоящее исследование выполнено применительно к оценке прочности магистральных трубопроводов, используемых для транспортировки под давлением жидких и газообразных продуктов. Основным типом прокладки подобных трубопроводов является заложение в почву, что практически исключает изгибные эффекты опирания, а также появление значительных температурных напряжений в связи со стабильностью температурного режима почвы на глубине залегания (~1 м), невысокой температурой продукта и малой толщиной стенки труб.

Магистральный трубопровод представляет собой сложное инженерное сооружение, надежная работа которого зависит от ряда факторов и, прежде всего, связана с обеспечением прочности сварных труб большого диаметра. Транспортировка рабочего продукта обеспечивается с помощью системы НПС (насосная перекачивающая станция), осуществляющих перекачку под давлением -50-70 кг/см1, которое в основном, и определяет нагруженность трубопровода.

Расчет на прочность магистральных трубопроводов в настоящее время производится по методу предельных состояний и регламентируется [15]. В качестве основной расчетной схемы при оценке прочности трубопровода может быть принята гонко-стенная оболочка, находящаяся под внутренним давлением. В соответствии с нормами [15] расчетная толщина стенки трубопровода определяется по формуле

2 (*,+«/>)

где Б . - наружный диаметр трубы;

д - номинальная толщина стенки трубы;

р - рабочее (нормативное) давление в трубопроводе;

п - коэффициент перегрузки рабочего давления, в основном принимаемый равным 1,15;

Л, - расчетное сопротивление металла трубы, принимаемое в зависимости от предела прочности материала труб <7В , установленного стандартом или техническими условиями.

Значение расчетного сопротивления определяется в свою очередь формулой

(2)

где т - коэффициент условий работы трубопровода; к\ - коэффициент надежности по материалу; кн - коэффициент надежности по назначению трубопровода. Нормативные сопротивления растяжению (сжатию) металла труб и сварных соединений Я" и Я" принимаются равными соответственно минимальным значениям временного сопротивления и предела текучести, принимаемым по государственным стандартам и техническим условиям на трубы.

Рассматриваемый расчет на прочность по методу предельных состояний не учитывает возможной неоднородности распределения напряжений в стенке трубы, вызываемой отклонениями сечений труб от правильной геометрической формы (наличие валика сварного шва, смещение кромок в нем, овальность и т. п.). Оценка статической прочности труб, находящихся под внутренним давлением, по результатам ряда работ [3, 8], а также испытаний, проведенных авторами, подтверждает правильность рассматриваемого подхода для случаев испытаний труб из пластичных материалов (табл. 1), когда в процессе статического разрушения сглаживается местная неоднородность.

Все испытанные трубы удовлетворяют условиям статической прочности уравнения (3), причем в ряде случаев наблюдалась исходная овальность сечений в пределах 2 % и смещение кромок сварного шва до 3 мм, допускаемых по техническим условиям на изготовление труб большого диаметра. Характерным является выраженная пластичность материала при разрушении (относительное увеличение периметра до 7,5 % и уменьшение толщины стенки в месте разрыва до 10-15 %). Разрушение происходило как в зоне сварного соединения, так и по основному металлу, что говорит о качественной сварке и снятии эффектов концентрации и изгибных эффектов в процессе статического нагружения (рис. 1).

Из приведённых выше данных следует, что расчёт по статической прочности труб большого диаметра должен обеспечивать работу трубопроводов без разрушений. Однако, практика эксплуатации подобных сооружений показывает наличие определённого процента выхода из строя труб по мере выработки ресурса. Разрушения труб в эксплуатации по своему внешнему виду соответствуют разрушениям под действием внутреннего давления при статическом нагружении до разрыва [2]. При этом трещины, как и при

Рис. 1. Разрушение труб при статическом разрыве в зоне сварного соединения (а) и по основному металлу (б)

статическом разрыве, образуются в продольном направлении. Характерным является появление эксплуатационных трещин, как правило, в зоне сварного соединения. Длина разрывов в процессе эксплуатации может составлять, как и при статическом разрыве, до нескольких метров. Однако, рассмотрение характера мест разрушения показывает существенные отличия эксплуатационных разрывов труб от разрывов при статическом нагружении до разрушения. Основной особенностью эксплуатационных разрывов является отсутствие значительных пластических деформаций как в месте разрыва, так и по периметру трубы. Изломы имеют выраженные зоны очага разрушения и дорыва.

Таблица 1

i э-£ я 3 1 я № ° в- Марка стали Л. кГ/см2 ' 25 кГ/см2 сг-,/аЛ Относятельн оеудлинение периметра % Место разрыва относительно продольного сварного шва

1 720X5 17ГС 140 55,3 1,06 3,00 30 мм от шп

2 720 X9 17ГС 140 55,3 1,06 3,74 115 » >

3 720 x9 17ГС 158 62,5 1.2 4,75 215 > »

4 720 x9 17ГС 145 573 1.1 4.53 460 > »

5 530x7,5 17ГС 125 43,6 0,84 2,46 го смргомушву по

противоположной

6 530x7,5 17ГС 132 46,0 0,88 4,60 образую щей

7 530X9 14ХГС 160 46,3 0,89 4,22 то же

8 530 X9 14ХГС 158 45,6 0,875 5,55 опало шн

9 530X7 10Г2С1 135 50.5 0,97 4^5 тоже

10 530X7 10Г2С1 135 505 0 ,97 5,32 >

11 530 X8 сЦ»(ЧССР) 145 47,3 0,91 7,48 трубка бесшовная

12 530X8 сЦХЧССР) 140 45,3 0,87 7,37 то же

I - '•»» ..

Примечание. <7д =52 кГ/шГ - минимальный предел прочности материалов труб (ГОСТ 5058-65).

Таблица 2

__

л Р * я 2 « «г ¡1 О 1 h III of. кГ/с и2 of. кГ/cj/ jEl. алц ея ■\05 103 К -»к с( io5 >; Ц еГ ю1 еГ_ „ § 8 И 1 *

Г 720x11 80 2630 2280 0,912 ill 29 ю 1830 0.482 2060 5.53 1672

1 14ХГС 4445

я 720x11 80 2660 2300 0,92 112 30 6.8 762 0,455 820 2,26

14ХГС 9265

820X11 70 2570 2240 0,897 108 29 5,3 573 0.439 604 1,49

ш 17ГС 2500

¡V 820 x9 58 2690 2330 0^32 114 26 2.0 228 0,358 214 0,63

17ГС бвраиг 1И SUM

Примечания, erf = 0,5, <ТВ = 2600 кГ/см2; апц = 25 кГ/мм2 - предел пропорциональности данных материалов; £0 2 - деформация, соответствующая значениям <Т0 2 (для стали 14ХГС £0 2 =373-10'5; для стали 17ГС £0,2 =405 10"5).

Наиболее вероятной причиной подобных разрушений является накопление повреждений от повторного'воздействия нагрузок (внутреннего давления) в процессе эксплуатации. Так по данным работы [11] некоторые участки магистральных нефтепроводов могут испытывать в среднем 300-350 циклов повторных нагружений в год, вызванных различными технологическими и эксплуатационными факторами (отключение НПС из-за отказов электрооборудования, автоматики, отказов механического оборудования, изменение режимов перекачки и т. п.). Таким образом, за время расчётного срока службы трубопровода суммарное число циклов нагружевия внутренним давлением может составить порядка 10000 циклов нагружений [2, 8]. Вследствие этого в процессе эксплуатации в результате повторного действия нагрузки возможно малоцикловое разрушение труб большого диаметра.

Для оценки эксплуатационной прочности труб большого диаметра проведены экспериментальные исследования в условиях малоциклового нагружения их внутренним давлением. Разработана специальная установка [1], имеющая устройство, которое позволяет надежно изолировать рабочую жидкость (масло), циркулирующую в механизме пульсации, от рабочей жидкости (воды) в испытываемом объекте. Нагружение труб (с приваренными эллиптическими донышками по концам) диаметра 720-820 мм и длиной 4 м производилось пульсирующим внутренним давлением с частотой ~1 цикл/мин. Регистрация данных о деформированном состоянии велась с помощью цепочек малобаз-ных тензодатчиков [7, 4) автоматической тензометрической станцией ЦТМ-А на 100 точек с выводом величин деформаций на цифропечатающее устройство.

К испытаниям были приняты штатные трубы, прошедшие заводские опрессовоч-ные и контрольные испытания и предназначенные для эксплуатации на магистральных трубопроводах. Во время испытаний наиболее нагруженные зоны труб обклеивались цепочками продольных и поперечных тензодатчиков на наружной и в отдельных случаях на внутренней поверхностях. Общее количество тензодатчиков -100. Регистрация показаний производилась как внутри отдельных циклов нагружения по мере роста внутреннего давления, так и с числом нагружений при максимальном и минимальном давлении. Обработка полученной информации позволяла судить об изменении деформации за цикл и с числом нагружений.

Испытана партия из четырех труб со специально отобранными в интервале допуска отклонениями в геометрии сварного шва, являющегося зоной местной максимальной нагруженности труб. Все испытания проводились на уровнях давлений, которые соответствуют рабочему (табл. 2), рассчитанному в соответствии с нормами проектирования [15].

Рис. 2. Разрушение труб при малоииклово.ч нагружении

Рис. 3. Рост трещины при малоцикловом нагружении (поперечное направление)

Полученные разрушения испытанных труб находятся в диапазоне от 1600 до 25000 циклов. Характер разрушения точно соответствовал эксплуатационному. Регистрация разрушения производилась по появлению течи в результате сквозного прорастания трещины (рис. 2, а, б). Зафиксировано два типа разрушения труб. В первом случае трещина в процессе циклического нагружения распространялась на значительную длину вдоль образующей. Окончательное разрушение происходило мгновенно с образованием разрыва длиной 800 лш и с отгибом кромок у линии разрыва до 60 мм при отсутствии остаточной деформации по периметру трубы (рис. 2). Утонение стенок трубы в зоне разрыва практически отсутствует и определяется зоной дорыва.

Другой тип разрушения характерен тем, что трещина из очага зарождения с увеличением числа циклов нагружения интенсивно распространяется по толщине стенки, что приводит к образованию сквозной трещины (свища) длиной 20-70 мм. При давлении свыше 20 кг/см2 через такую трещину начинается утечка продукта перекачки (рис. 2). Остаточные деформации в зоне разрушения отсутствуют.

Анализ мест разрушения показал, что разрушение начиналось с внутренней полости трубы в продольном сварном шве в месте перехода от наплавленного металла к основному и распространялось по толщине стенки по нормали к поверхности трубы (рис. 3, а, б). В изломе (рис. 4) видны характерные особенности прорастания трещины в продольном направлении и по сечению стенки трубы.

Отмеченный широкий диапазон долговечности труб, испытанных на уровне рабочего давления, может быть объяснен особенностями местной нагруженности труб.

Как показывают данные исследования с помощью малобазных тензодатчиков, продольные и тангенциальные напряжения в безмоментной зоне труб хорошо соответствуют величинам, рассчитываемым по уравнению (3), и при рабочих давлениях интенсивность номинальных напряжении соответствует величине предела пропорциональности конструкционных материалов (табл. 2).

Рис. 4. Характер малоциклового разрушения труб (продольное направление)

Анализ местной напряженности позволяет установить, что в зависимости от геометрии сварного соединения в зоне шва обнаруживаются выраженные моментные зоны. По мере приближения к- шву уровни нагруженности труб получаются существенно зависящими от'конфигурации сварного соединения Местное возмущение напряженного состояния в сварном соединении трубы обусловлено концентрацией напряжений из-за наличия усиления шва и изгиба, вызванного смещением кромок в шве, угловатостью в области продольного сварного шва, а также овальностью сечения. В дальнейшем для характеристики местного возмущения напряженного (деформированного) состояния использовалось отношение напряжений в максимальной зоце сварного шва к соответствующим величинам в безмоментной зоне (номинальные напряжения и деформации), обозначаемое условно как коэффициент концентрации,

Анализ мест концентрации и моментных зон в трубах показывает, что место перехода от шва к основному металлу оказывается в ряде случаев достаточно резким (высокий уступ и радиус перехода ~ 0,25 мм), что не позволяет получить даже с помощью малобазных тензодатчиков полную картину в рассматриваемой наиболее нагруженной зоне. Для оценки прочности труб необходимо получить действительные величины максимальных циклических деформаций, в связи с чем были приведены дополнительные экспериментальные и расчётные методы [9, 1?, 19, 10].

Для получения величин теоретического коэффициента концентрации напряжений проведено исследование поляризационно-оптическим методом прозрачных моделей, точно повторяющих конфигурацию сварных соединений в зоне малоииклового разрушения.

На рис. 5 показаны картины распределения полос интерференции в оптических моделях сварных соединений четырех труб. Нагружение с помощью системы блоков производилось в условиях, соответствующих характеру работы сварного соединения

в конструкции. Коэффициент концентрации напряжений (теоретической) иа под-

считывался как отношение порядковых номеров полос в зоне концентратора (мо-ментная зона) и в зоне номинального напряжения на удалении от концентратора. Наибольшая концентрация напряжений возникает в точке А. За номинальные напряжения принимались напряжения в сечении /-/, подверженном растяжению. Значения наибольших коэффициентов концентрации напряжений приведены в табл. 3.

Полученные значения теоретических коэффициентов концентрации напряжений показывают, что в наиболее нагруженной зоне сварного соединения при номинальных напряжениях, соответствующих пределу пропорциональности, возникают упругопластические деформации. При этом величины коэффициентов концентрации напряжений и деформаций должны быть скорректированы с учетом выхода материала за пределы упругости.

В настоящее время существует ряд предложений по оценке напряжений и деформаций в упругопластической области. Наибольшее распространение получают соотношения разработанные в работах [18, 19], а также уточнение этих зависимостей, предложенное в работе [10].

В табл. 3 приведены вычисленные на основе интерполяционного соотношения

Нейбера а2 = К$КЕ значения коэффициентов концентрации напряжений К 3 и деформаций Ке для сварных соединений исследованных труб. Для вычисления значений упругопластических коэффициентов К3 и Ке кроме известных значений упругих коэффициентов концентрации <Ха необходимо Знать зависимость между напряжениями и деформациями для циклического упругопластического деформирования. Так как испытанные материалы оказались циклически стабилизирующимися, расчет производится согласно кривой стабильного состояния (табл. 4). При этом в связи с уменьшением сопротивления деформированию за проделом упругости металла (снижение упрочнения) значения коэффициентов концентрации напряжения К$

уменьшались по сравнению с упругими значениями ОСа , а значения Ке росли, достигая для максимального случая концентрации величины 16,5 (труба № 1). Использование соотношения Нейбера для высоких значений коэффициентов концентрации напряжений (аа=3,5) может давать завышенные значения коэффициентов концентрации деформаций Ке , что следует иметь в виду при анализе нагружснности и долговечности труб с большими величинами смещения кромок.

Таблица 3

№ трубы к*

1 8,0 16,5 3,85

2 4,7 6,8 3,32

3 4,1 5,3 3,2

4 2,0 2,0 2,0

Таблица 4

0,25 0,5 0,75 1,0 1,5 . 2,0 2,5

Б, кГ/мм" 46 66,5 73 77 82,5 87 90

Полученные величины коэффициентов концентрации и максимальные деформации в сварных соединениях труб показывают, что ответственными за малоцикловое разрушение являются максимальные деформации, возникающие в околошовной зоне, где и наблюдалось образование малоцикловой трещины.

Для расчетной оценки малоцикловой прочности труб необходимо располагать данными о прочности конструкционного материала с учетом специфических особенностей состояния (позонные характеристики металла в сварном соединении) и в связи с условиями деформирования в зоне разрушения [5, 14].

Как показывают данные тензометрирования (табл. 5, труба 3) в зоне сварного соединения отсутствует перераспределение с числом циклов упругопластических деформаций. Отмеченное обстоятельство дает возможность использовать для расчетной оценки кривые малоцикловой прочности материала, полученные при жестком малоцикловом нагружении.

Таблица 5

N 1 5 10 50 100 1000 2000

0,202 0,203 0,202 0,191 0,192 0,193 0,199

N 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9265

е[к\% 0,188 0,204 0,204 0,208 0,205 0,215 разрушение

На рис. 6 приведены экспериментальные данные. Характерно, что независимо от типа материала и зон сварного соединении данные по долговечности образцов при жестком нагружении образуют единую полосу разброса.

Аналитическим выражением кривой малоциклового разрушения может быть уравнение Мэнеона в форме [17]

1 - 4- -I

2 £ ~ £ р + £е ~ 2

1п

1

0,6

Для средних и минимальных значений долговечности параметры уравнения могут быть положены равными

1 \(

— Б- —

1п

2 21 1-0,656

1 1 2* = 2

1п

1

еш 0,6

0,6

^-0,6Н75^-0Д2 Е

1 ^"лГ°.<Ч1,75^-°>12,

Е

1-0,516

дг-0>6 +175 45 дг-0,12

Е

(5)

(6)

Использование статических характеристик прочности и пластичности материала дает расчет идущий, как в ряде случаев [6], не в запас прочности.

Оценка малоцикловой прочности проводится путем сопоставления величин циклических упругопластических деформаций в максимально нагруженной зоне конструкции с разрушающими для конструкционного материала деформациями, полученными в условиях жесткого нагружения при испытании на растяжение - сжатие гладких образцов. Сопоставление величин для исследованных труб показывает, что долговечность труб соответствует или несколько превышает долговечность конструкционного материала (рис. 6). При этом расчет ведется в максимальных тангенциальных деформациях при интенсивностях деформаций, отличающихся от первых до 10-15 %.

Рис. 6. Кривые малоциклового разрушения конструкционного материала (по появлению трешины) и труб большого диаметра (по окончательному разрушению): 1 - по уравнению (4), 2 - по уравнению (5), 3 - по уравнению (6), 4 - основной металл 10Г2С1, 5 - основной металл 17ГС, 6 - основной металл 14ХГС, 7 - линия сплавления 14ХГС, 8 - металл сварного шва 14ХГС, 9 - линия сплавления 17ГС, 10 - натурные трубы

! : .

Расчёт интенсивности деформаций проводится в предложении отсутствия концентрации продольных деформаций с использованием интерполяционной формулы при определении коэффициента поперечной деформации в форме [16].

№ = 0,5-0,2-—-. ■ (7)

Радиальная составляющая деформации ег определялась из соотношения вытекающего из обобщенного закона Гука

е,=--£-(е,+ех). (8)

\-р

Таким образом, проведенные исследования прочности сварных труб большого диаметра показывают, что статическая прочность труб магистральных газо- и нефтепроводов соответствует нормативной, рассчитываемой по предельному состоянию тонкостенной оболочки, нагружаемой внутренним давлением.

При уровнях внутреннего давления, соответствующих рабочим, в результате повторного действия нагрузки, характерного для условий эксплуатации, возможно малоцикловое разрушение сварных труб в диапазоне числа циклов нагружений 103-2,5Т04. При этом малоцикловая прочность определяется уровнем местных повторных деформаций, максимальные значения которых возникают в результате отклонений поперечного сечения трубы от правильной геометрической формы из-за наличия валика продольного сварного шва, смещения кромок шва и угловатости, а также овальности трубы.

Для исследованных штатных труб, прошедших заводские опрессовочные и контрольные испытания и предназначенных для эксплуатации на магистральных трубопроводах, теоретический коэффициент концентрации напряжений ССа в зоне сварного шва,

определяемый с учетом изгибных эффектов, в зависимости от геометрии сварного стыкового соединения, в пределах допускаемых отклонений, может составлять от 2 до 8.

Определяющими уровень концентрации напряжений являются смещение кромок в сварном шве и угловатость в околошовной зоне. При этом для случая смещения в 1 мм аа =2, для случая смещения в 2 мм аа =4, а для случая смещения кромок 3 мм

при наличии угловатости аа =8.

При рабочих давлениях, вызывающих в безмоментной зоне упругие деформации порядка 0,115 %, долговечность труб при наличии концентрации сса =2 составляет N > 2,5 • 104,

при аа =4,1 Np =9,2-103, при аа =4,7 Np =4,4-103 ипри aff=8 Np =1,6-103.

Для расчета упругопластических деформаций в зоне максимальной пагруженно-сти используется интерполяционная зависимость Нейбера а2а =KSKC. При этом для рассматриваемых уровней концентрации напряжений максимальные деформации в исследованных трубах составили 2% (N.p =1,6-103), 0,84% (Np =4,4-103), 0,6%.

(Np - 9,2-103) и 0,21% > 2,5*Ю4).

Расчет долговечности труб большого диаметра под внутренним давлением может базироваться на сопоставлении величин циклических упругопластических деформаций в наиболее нагруженной зоне труб (сварное соединение) с разрушающими повторными деформациями для случая нагружения образцов из материала (с учетом разнородности механических свойств основного материала и сварного соединения) при испытаниях в режиме жесткого нагружения, соответствующего условиям работы материала трубопровода.

Для обеспечения расчетной долговечности трубопровода на уровне 7 -103 циклов с получением требуемого по нормам [12] запаса по числу циклов не менее десяти (в связи с наличием ряда факторов - технологические дефекты в виде необнаруженных пор, включений и подрезов, влияние среды и т. п.) необходимо ограничить максимальные деформации в наиболее нагруженной зоне на уровне порядка 0,25 %. Такие условия могут быть получены при отклонении геометрии сечения труб по смещению кромок в сварном шве в пределах не более 1 мм и по овальности и угловатости сечений порядка 1 %.

Список литературы

[1] Аистов, A.C. Установка для испытания труб внутренним пульсирующим давлением. - Заводская лаборатория. - 1975. - № 1.

[2] Анализ причин разрушения действующих нефте- и продуктопроводов // ТНТО, сер. Транспорт и хранение нефти и нефтепродуктов. - М.: ВНИИОЭНГ, 1972.

[3] Анучкин, М.П. Прочность сварных магистральных трубопроводов. - М.: Гоестантехиздат, 1963.

[4] Бандин, O.J1. Исследование работы малобазных фольговых тензорсзисторов в условиях циклического упруго-пластического деформирования / В кн.: Малоцикловая усталость сварных конструкций. - JI.: Ленинградский дом НТП, 1973.

[5] Гусенков, А.П., Махутов, H.A. Методы определения механических свойств при циклическом упруго-пластическом деформировании // Тр. VI Конф. по сварке и испытанию металлов. -Румыния. - 1969.

[6] Гусенков, А.П., Романов. А.Н. Характеристики сопротивления малоцикловому деформированию у. разрушению в связи с выбором металлов при конструировании // Докл. па Всес. симпозиуме по вопр. малоцикл. усталости. - Каунас. - 1971.

[7] Гусенков, А.П., Шаршуков, Г.К. Особенности использования тензорезисторов в условиях малоциклового нагружепия. - Заводск. Лаборатория. - 1973. - № 1.

[8] Камерштейн, А.Г. Условия работы стальных трубопроводов и резервы их несущей способности. - М.: Стройиздат, 1966.

[9] Макаров, И.И., Емельянова, Т.М. Концентрация напряжений в сварных стыковых соединениях со смещением кромок // Тр. МВТУ. - № 133. /Остаточные напряжения и прочность сварных соединений. - М.: Машиностроение, 1969.

[10] Махутов, Н.А. Концентрация напряжений и деформаций в упругопластической области деталей // Машиноведение. - 1971. — № 6.

[И] Методы повышения эффективности функционирования нефтепровода//ТНТО, сер. Транспорт и хранение нефти и нефтепродуктов. - М.: ВНИИОЭНГ, 1971.

[12] Нормы расчета па прочность элементов реакторов, парогенераторов, сосудов и трубопроводов атомных электростанций, опытных и исследовательских ядерных реакторов и установок. - М.: Металлургия, 1973.

[13] Нормы расчёта элементов паровых котлов на прочность. - М.: «Недра», 1966.

[14] Серенсен, С.В., Махутов, Н.А., Шнейдерович, P.M. К основам расчёта на прочность при малоцикловом нагружении // Машиноведение. - 1972. - № 5.

[15] Строительные нормы и правила. Магистральные Трубопроводы. СНиП 2.05.06-85.

[16] Черняк, Н.И. Механические свойства стали в области малых пластических деформаций. -К.: Изд-во АН УССР, 1962.

[17] Manson, S.S. Fatigue A complex - Some simple Approximations. Experimental Mech., vol. 5, No. 7,1965.

[18] Neuber, H. Theory of stress concentration for shear-strained prizmatical bodies with arbitrary nonlinear stress-strain law. Journal of Applied Mechanics, 1961, No. 4.

[19] Stowell, E.Z. The calculation of fatigue life in the presence of stress concentration. Nuclear Engineering and Design, 1968, No. 3.

RESEARCH OF MINOCYCLED PIPES WEARINESS OF THE MAIN GAZ AND OIL PIPELINES

A. S. Aistov, G. A. Makovkin

The questions of the strength of the main gas and oil pipelines used for transportation under the pressure of liquid and gaseous products are considered in the article. For calculation of pipes longevity of the big diameter under internal pressure the method is offered which is based on the comparison of magnitudes of repeated elastic-plastic deformation in the most loaded zone ofpipes (welded connection) with destroying repeated deformations for a case of loaded samples from a material at trials in a condition of rigid loading, corresponding to working conditions of pipeline material.

УДК 539.43

А. С. Аистов, к. т. н., доцент

Г. А. Маковкии, д. т. н., профессор, ННГАСУ.

603000, Нижний Новгород, ул. Ильинская, 65.

ЦИКЛИЧЕСКАЯ ДОЛГОВЕЧНОСТЬ СВАРНЫХ ТРУБ МАГИСТРАЛЬНЫХ НЕФТЕ- И ПРОДУКТОПРОВОДОВ

В статье рассматриваются вопросы прочности магистральных нефте- и продукто-проводов, используемых для транспортировки под давлением жидких и газообразных продуктов. Для оценки малоцикловой долговечности труб магистральных трубопроводов предложена методика основанная на правиле линейного суммирования повреждений и схематизации циклов нагружения и используемая как на стадии проектирования, так и на стадии эксплуатации объекта.