Исследование влияния высокочастотного циклического нагружения на структуру и свойства сварных соединений технологических трубопроводов Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

ИНЖЕНЕРНЫЕ СИСТЕМЫ В СТРОИТЕЛЬСТВЕ

УДК 620.19+621.791 DOI: 10.22227/1997-0935.2021.1.75-90

Исследование влияния высокочастотного циклического нагружения на структуру и свойства сварных соединений технологических трубопроводов

Е.А. Гридасова, М.А. Середа, Ш.Ш. Закиров угли

Дальневосточный федеральный университет (ДВФУ); г. Владивосток, Россия АННОТАЦИЯ

Введение. Эксплуатация трубопроводных систем сопровождается рядом условий, которые приводят к резкому снижению их долговечности, а именно благодаря возникновению переменных низкочастотных и высокочастотных нагрузок, свойственных технологическому трубопроводу из-за динамического режима работы, обусловленного наличием компрессорных установок, происходит усталостное разрушение, приводящее к отказу трубопровода. На этапе монтажа участки технологических трубопроводов соединяют между собой путем создания сварного соединения. Протекание термического цикла сварки зачастую негативно влияет на свойства материала в условиях усталостного нагружения. Представляет интерес исследование сварных соединений трубопроводной стали под действием вибраций высоких частот, определение влияния дефектности сварного шва на характеристики долговечности. Материалы и методы. Выбрана трубопроводная низкоуглеродистая сталь СТ20. Использованы радиографический метод контроля, оптическая металлография, микротвердость структурных фаз и метод усталостных высокочастотных испытаний.

Результаты. Представлены результаты и выводы о влиянии дефектов сварных соединений на характеристики долговечности сварных образцов из трубопроводной стали при высокочастотных усталостных испытаниях, проанализированы структурные изменения в сварном соединении методами оптической металлографии и микротвердости. Посредством радиографического контроля определены дефекты сварного шва, их размеры. Приведен сравнительный анализ пределов выносливости основного металла (ОМ) модельного материала и его сварного соединения с выяв- ^ ^ ленными дефектами и без дефектов сварного шва. Установлены главные причины разрушения сварных соединений £ О под действием вибраций высоких частот. з I

Выводы. Обобщая полученные результаты, можно утверждать, что высокочастотные вибрации оказывают негатив- К ное влияние на ОМ технологического трубопровода и на сварные соединения из него. Местом разрушения является 3 ^ именно сварной шов, а активаторами процесса разрушения — наличие дефектов, причем влияние на усталостные ^ т характеристики оказывают не размер и типология дефекта, а его наличие. Характеристики долговечности при высо- с у ких частотах нагружения сварного соединения в гигацикловой области на 67 % ниже по сравнению с ОМ. • .

о со

КЛЮЧЕВЫЕ СЛОВА: технологические трубопроводы, высокочастотные вибрации, сварные соединения, уста- ^ N лостная прочность, дефекты сварных соединений, оптическая металлография, микротвердость У ^

о 9

ДЛЯ ЦИТИРОВАНИЯ: Гридасова Е.А., Середа М.А., Закиров угли Ш.Ш. Исследование влияния высокочастотно- § -

го циклического нагружения на структуру и свойства сварных соединений технологических трубопроводов // Вестник

_, о

МГСУ. 2021. Т. 16. Вып. 1. С. 75-00. DOI: 10.22227/1997-0935.2021.1.75-90 - 5

о ^

A study of the influence of high frequency cyclic loading on the structure and properties of weld connections in process pipelines

о

о

CO CO

z 2

CO О

Ekaterina A. Gridasova, Maria A. Sereda, Shokhrukh S. Zakirov ugli > §

Far Eastern Federal University (FEFU); Vladivostok, Russian Federation i o

c n

CD CD

ABSTRACT

Introduction. Pipeline systems are exposed to several conditions that lead to a drastic reduction in their durability, primarily

due to variable low-frequency and high-frequency loads arising in a process pipeline due to the operation of compressor 0 H

units. Hence, fatigue failure occurs, leading to the pipeline failure. As early as at the pipeline installation stage, sections jt M

of process pipelines have weld connections, and thermal welding cycles have an adverse effect on the properties of materi- 3 1

als exposed to fatigue loading. The study of weld connections in steel pipelines exposed to high-frequency vibrations and (D effects of weld seam defects on durability characteristics are the focus of this research.

Materials and methods. Low-carbon pipeline steel St20 was selected for the study. The radiographic inspection method, ■ ^

optical metallography, microhardness of structural phases, and the method of high-frequency fatigue tests were used. S 5

Results. The results and principal conclusions about the effect of welding defects on durability characteristics of welded j 0

samples, made of pipeline steel and exposed to high-frequency fatigue tests, are presented; structural changes in weld D D

connections are analyzed using optical metallography and microhardness methods. Defects of weld seams and their di- D D

mensions were identified by means of radiographic inspection. A comparative analysis of durability limits, demonstrated by 0 0

the parent metal of the model material that has defective weld connections, and the same limits of defect-free samples is 22 provided. The main causes of failure of weld joints, exposed to high-frequency vibrations, are identified.

© Е.А. Гридасова, М.А. Середа, Ш.Ш. Закиров угли, 2021

Распространяется на основании Creative Commons Attribution Non-Commercial (CC BY-NC)

Conclusions. Having summarized the research findings, we can argue that high-frequency vibrations have a negative impact on the parent metal of a process pipeline and its weld joints. The weld seam is the point of failure; defects trigger destruction, and their presence has a higher impact on fatigue characteristics than their dimensions or types. Characteristics of durability in case of exposure to high frequency loading applied to a weld joint in the gigacycle range are 67 percent below those of the parent metal.

KEYWORDS: process pipelines, high-frequency vibrations, weld joints, fatigue strength, weld joint defects, optical metallography, microhardness

FOR CITATION: Gridasova E.A., Sereda M.A., Zakirov ugli Sh.S. A study of the influence of high frequency cyclic loading on the structure and properties of weld connections in process pipelines. Vestnik MGSU [Monthly Journal on Construction and Architecture]. 2021; 16(1):75-90. DOI: 10.22227/1997-0935.2021.1.75-90 (rus.).

N N

о о

N N

К ш U 3

> (Л

с и

to «в

<0 ф j

ф ф

ВВЕДЕНИЕ

Системы технологических трубопроводов относятся к техническим устройствам, применяемым на опасных производственных объектах. На сегодняшний день известно, что эксплуатация трубопроводных систем сопровождается рядом условий, которые приводят к резкому снижению их долговечности, а именно благодаря возникновению переменных низкочастотных и высокочастотных нагрузок, свойственных технологическому трубопроводу из-за динамического режима работы, обусловленного наличием компрессорных установок, происходит усталостное разрушение, ведущее к отказу трубопровода.

Динамическое поведение трубопроводов связано как с внутренними воздействиями, так и с внешними. Внутренними являются работа компрессорных станций, пульсации при перемещении прокачиваемого продукта, температурные перепады в различных частях системы и т.д. Внешние воздействия особенно важны для наземных трубопроводов, к ним могут быть отнесены ветровые, гололедные, сейсмические и микросейсмические нагрузки и др. Значительное влияние на частотные

характеристики состояния и поведения трубопровода оказывают собственные колебания. Агрегирование внешних, внутренних воздействий и собственных колебаний позволит лучше представить динамическое поведение конструкций трубопроводов и факторы, влияющие на материал конструкции в течение всего жизненного цикла (ЖЦ). На рис. 1 представлен технологический трубопровод с несущей металлической конструкцией из вант и поддерживающей фермы через р. Трубеж в г. Переславль-Залесский Ярославской области.

На этапе монтажа участки технологических трубопроводов соединяют между собой путем сварного соединения. Термический цикл сварки зачастую негативно влияет на свойства материала в условиях усталостного нагружения: исследования показывают, что дефекты сварных соединений, такие как поры, микротрещины и включения, в этом случае выступают в качестве дополнительных источников зарождения усталостных трещин в материале [1-3]. Изучение условий эксплуатации технологических трубопроводных систем показало, что большая часть из них подвергается высокочастотному вибрационному нагружению со стороны примыкающего насосно-компрессорного оборудо-

О ё

---' "t^

о

о У

S с 8 «

z ■ i

ОТ « ОТ Е

Е о ^ с

ю о

S «

о Е

СП ^

т- ^

£

ОТ О

г

ïl

О (О

Рис. 1. Технологический трубопровод с несущей металлической конструкцией из вант и поддерживающей фермы через р. Трубеж в г. Переславль-Залесский Ярославской области

Fig. 1. A process pipeline, a bearing cable-stayed structure made of metal, and a support truss over the Trubezh River in Pereslavl-Zalessky, Yaroslavl Region

вания [4-6]. При анализе влияния дефектов сварного шва на механические свойства конструкционных углеродистых сталей было доказано, что наличие шлаковых включений, пор, непроваров, подрезов, нарушений геометрии шва уменьшает значения пределов прочности и текучести сварного соединения, что, в свою очередь, приводит к значительному сокращению предела выносливости в высокочастотном режиме [7-10]; результаты многих работ свидетельствуют о том, что зарождение усталостных трещин чаще всего происходит на участках, содержащих указанные дефекты [11-21]. Так, например, в труде [22] изучалось воздействие высокочастотных вибраций на усталостные характеристики низколегированной стали, а именно околошовной зоны сварного соединения, посредством циклических испытаний с частотой 20 кГц при симметричном цикле нагружения (коэффициент асимметрии Я = -1). Выяснилось, что под влиянием термического цикла сварки произошло снижение предела выносливости металла на 50-60 % по сравнению с основным металлом. Выявлено, что возникновение усталостной трещины могло произойти по причине ухудшения механических свойств, а также изменения микроструктуры стали вследствие воздействия местного источника тепла в процессе сварки. Полученные в результате испытания усталостные характеристики материала представлены на рис. 2.

<т, МПа / о , МРа

а'

500

400 300 200 100 0

А * А А ^ А Г-*

■ шЯ -«-% --— rt

■ 1 — r-J —i J Mí *

10'

пытаний на Shimadzu USF-2000 с частотой 20 кГц при симметричном цикле нагружения (коэффициент асимметрии Я = -1) оказалось, что значение предела ограниченной выносливости сварных соединений составляет всего 40 % от аналогичного показателя основного металла (ОМ) (рис. 3). Анализ поверхности усталостного разрушения с применением электронной микроскопии показал, что снижение сопротивления усталости материала произошло за счет образования поверхностных и подповерхностных дефектов при сварке, в том числе неметаллических включений1.

ст , МПа / п , МРа

а* я*

450

400 350 300 250 200 150 100

■ ■ ' М 1 i ^а i

А

* k 4 «w¡ 1 V • •

N

10" 10s 10" 10s

а Основной металл / Parent metal

• Зона термического влияния / Heat-affected zone

■ Металл сварного шна / Weld seam metal

Рис. 2. Усталостные характеристики металла околошовной зоны [23]

Fig. 2. Fatigue characteristics of metal in the heat-affected zone [23]

В рамках работы [24] было проведено исследование влияния дефектов сварных соединений конструкционной стали Q345 (химический состав, %: С 0,15; Si 0,38; Мп 1,36; Р не более 0,012; S не более 0,03) на ее усталостные характеристики в высокочастотном режиме. Предел прочности данного материала равен 570 МПа, предел текучести — 420 МПа. В результате проведенных усталостных ис-

ю5 10й ю7 10s ios N

А Основной металл / Parent metal • Зона термического влияния / Heat-affected zone ■ Металл сварного шна / Weld seam metal

Рис. 3. Усталостные характеристики металла сварных швов из стали Q345 [24]

Fig. 3. Fatigue characteristics of the metal of weld seams, steel Q345 [24]

В публикации [25] приведены исследования усталостной прочности образцов из алюминиевого сплава AA7075-T651, полученных сваркой трением с перемешиванием в условиях усталостного высокочастотного нагружения в области VHCF (Very high cycle fatigue). Механические свойства сплава: предел прочности — 462,3 МПа, предел текучести — 435,7 МПа. Исследование проводилось при помощи испытательной машины Shimadzu USF-2000 с частотой 20 кГц при симметричном цикле нагружения (коэффициент асимметрии R = -1) до 109 циклов нагружения. В результате усталостная прочность материала сварных образцов (welding joint) оказалась на 65 % ниже по сравнению с алюминиевым сплавом AA7075 - T651 (base material) (рис. 4). Наибольшее число разрушений пришлось на зону термомеханического влияния.

В работе [26] анализировали поведение усталостных характеристик сварных соединений низколегированной конструкционной стали Q345 (химический состав, %: C 0,15; Si 0,38; Mn 1,36; P не более

< п

i Н k к

G Г

S 2

0 со

n СО

1 2

y 1

J со

u -

^ I

n °

o 2

=! (

О n

CO CO

0)

1 Ультразвуковая система Shimadzu для усталостных испытаний USF-2000. Ускоренные испытания материалов на усталостную прочность. URL: https://www.shimadzu. eu/sites/default/files/shimadzu_usf-2000_flyer_1.pdf

i\j со о

>86 c я

h о

С n

2 )

Í

® о

о в

■ т

s У с о e к

300 250 200 150 100 50

а, МПа / о , МРа

_ а7

■ ■ -

■■l ■ ■

-♦-

----

N N О О N N

К ш U 3 > (Л С И 2 ""„ ta «в

<о щ j

<u ф

О £ —■

о

о y

s c

3 «

z ■ i

ОТ 13

со E

— -I-J

E §

CL° ^ с

ю о

s ц

о E

en ^

со от

Г

О tn №

Ю5 10s 101 10" 10'

♦ Сварное соединение / Weld connection ■ Основной металл / Parent metal

Рис. 4. Усталостные характеристики: алюминиевого

сплава — большие квадраты; материала сварных

образцов — мелкие ромбы [25]

Fig. 4. Fatigue characteristics: large squares demonstrate

the behaviour of aluminum alloy; small rhombuses demonstrate

the behaviour of the material of welded samples [25]

0,012; S не более 0,03) в области VHCF. Предел текучести испытываемого материала равен 420 МПа. В результате усталостных испытаний, проведенных на испытательной машине Shimadzu USF-2000 с частотой 20 кГц при симметричном цикле нагружения (коэффициент асимметрии R = -1), было установлено, что по достижении VHCF усталостная прочность сварного шва и зоны термического влияния снижается на 60 и 55 % соответственно по сравнению с основным материалом. Также установлено, что вероятность зарождения трещин в основном материале и в зоне термического влияния ниже, чем в зоне сварки. Это связано с тем, что усталостная трещина зарождалась непосредственно от дефектов в сварном шве.

Основываясь на проведенном литературном обзоре, можно сделать вывод о том, что наличие сварных соединений оказывает значительное влияние на эксплуатационные характеристики конструкции в целом в условиях цикличного высокочастотного нагружения. Поведение сварных соединений

Табл. 1. Основные характеристики сварного соединения1 Table 1. Basic characteristics of a weld joint1

(основной металл, зона термического влияния (далее — ЗТВ) и сварной шов) в области VHCF при высокочастотном нагружении отличается от принятых стандартов: сварной шов является самым уязвимым местом: его усталостная долговечность снижается до 60 %, а также служит очагом зарождения микротрещин. Как показал проведенный обзор, исследования, посвященные анализу поведения материала технологического трубопровода, ограничиваются испытаниями лишь ОМ, в то время как усталостные разрушения происходят в сварных швах (концентраторах напряжений), вызванных протеканием термического цикла сварки. Основываясь на вышесказанном, изучение поведения сварных соединений технологических трубопроводов под действием высокочастотных вибраций является актуальным.

МАТЕРИАЛЫ И МЕТОДЫ

В качестве модельного материала была выбрана сталь 20. Химический состав, %: С 0,17-0,24, Si 0,17-0,37, Мп 0,35-0,65; Си и N не более 0,25, As не более 0,08, S не более 0,4, Р 0,035; предел прочности равен 545 МПа, предел текучести — 357 МПа (данные получены посредством проведенных испытаний на растяжение с использованием Shimadzu AG-100kNXplus). Сварные соединения изготавливались в соответствии с ГОСТ 52 64-802, сваривались из круглого проката диаметром 12 мм ручной дуговой сваркой. Данный способ сварки — один из наиболее часто применяемых при монтаже технологических трубопроводов, кроме того, сварные швы, полученные ручной дуговой сваркой, относительно других применяемых для этих целей способов, как правило, характеризуются большим количеством дефектов, влияние которых рассматривается в настоящей работе. Согласно ГОСТ1 в табл. 1 представлены основные характеристики сварного соединения: двустороннее стыковое сварное соединение с двумя симметричными скосами кромок С25.

2 ГОСТ 5264-80. Ручная дуговая сварка. Соединения сварные. Основные типы, конструктивные элементы и размеры : введен 01.07.1981. М. : Стандартинформ, 2010. 33 с.

Тип Weld joint type

Форма кромок Edge shape

Характер сварного шва Weld seam type

Форма поперечного сечения / Section profile

подготовленных кромок of prepared edges

сварного шва of a weld seam

Стыковое

Butt-welded

joint

С двумя

симметричными скосами кромок Double vee butt groove

Двусторонний Double-sided

Для проведения высокочастотных циклических испытаний использовались образцы с рабочей частью в виде песочных часов, схематичное изображение которых представлено на рис. 51. Для предотвращения образования поверхностных трещин во время испытаний на усталость в области VHCF поверхность образцов должна иметь шероховатость не более 0,6 мкм. Образцы вырезались из сварного соединения модельного материала таким образом, чтобы сварной шов находился в самой узкой части образца и был симметричен от центра.3

Для осуществления выбора значения амплитуды испытания проведен анализ существующих исследований по основному металлу СТ20: максимальное значение амплитуды для испытаний на усталость в работе [26] составляло более 800 МПа, в труде [27] — более 1050 МПа, что значительно превышает предел прочности стали 20 (~ 540 МПа). Поэтому для изучения влияния усталостного нагружения на структуру и механические характеристики сварных соединений модельного материала начальной амплитудой целесообразно установить значение 650 МПа, близкое к пределу прочности, с последующим постепенным понижением. Справедливость данного выбора подтверждается исследованиями [28-30], утверждающими, что фактические напряжения, возникающие в материале технологического трубопровода в зонах, склонных к зарождению и развитию дефектов структуры металла, соизмеримы с пределом текучести материала либо превышают его.

Испытания на усталость при высокочастотном режиме нагружения проводились в лаборатории механических испытаний и структурного анализа материалов ДВФУ на ультразвуковой испытательной машине Shimadzu USF-2000, при симметричном

цикле нагружения (рис. 5). Принцип работы установки заключается в том, что циклические нагрузки создаются не за счет приложения силы к образцу, а за счет резонанса. Пьезоэлемент создает вибрацию с частотой 20 000 Гц, которая передается на испытуемый образец, а свободный конец резонируе-мого образца перемещается с частотой, задаваемой пьезоэлементом. Выход из резонанса образца означает наличие как внутренних разрушений и микротрещин, так и внешних магистральных трещин.

С целью выявления дефектности сварного шва произведен радиографический контроль сварных соединений образцов для высокочастотных испытаний на усталость. Методика проведения нераз-рушающего контроля радиографическим методом соответствует ГОСТ 75 1 2-824. К радиографическому методу было подготовлено 15 образцов (образцы № 1, 2 выполнены из ОМ). Полученные результаты, представленные в табл. 2 и на рис. 6, оценивались по трехбалльной системе в соответствии с требованиями, предусмотренными ГОСТ 25.502-795.

После проведения испытаний на усталость образцы подвергались структурному анализу. Приготовление к нему состояло из двух основных операций: вырезка и подготовка поверхности образцов (шлифование и полирование; химическое травление поверхности).

Структурный анализ состоит из двух основных этапов: оптическая металлография и измерение микротвердости поверхности образца. Оптическая металлография заключается в исследовании структуры специально подготовленных образцов (микрошлифов) и проводится с целью определения количества, размеров и типов структурных состав-

3 Технические характеристики испытательной машины Shimadzu USF-2000. URL: https://www.element-msc.ru/ katalog/types/oborudovanie-dlya-ispytamia-mehamcheskih-svoistv-materialov/sistemy-dlia-provedema-dmamicheskih-ispytanii-shimadzuMtrazvukovaya-ispytatelnaya-mashina-dlya-ustalostnyh-ispytanij-usf-2000

4 ГОСТ 7512-82. Контроль неразрушающий. Соединения сварные. Радиографический метод : введен 01.01.1984. М. : Изд-во стандартов, 2008. 18 с.

5 ГОСТ 25.502-79. Расчеты и испытания на прочность в машиностроении. Методы механических испытаний металлов. Методы испытаний на усталость : введен 01.01.1981. М. : Стандартинформ, 2005. 25 с.

a b

Рис. 5. Ультразвуковая испытательная машина Shimadzu USF-2000 (а)3; образец для высокочастотных испытаний на усталость (b)

Fig. 5. Ultrasonic testing machine Shimadzu USF-2000 (a)3; a specimen for high frequency fatigue testing (b)

< П

8 8

i н k к

G Г

S 2

0 со § СО

1 О y 1

J CD

u-

^ I

n °

О 3 o

=s (

О i о §

§ 2 n g

О 6

Г œ t ( an

О )

il

® о

о в ■ £

s У с о e к

1!!!

3 4 5 6

a b

Рис. 6. Результат радиографического контроля (а); образцы, подготовленные для структурного анализа (b) Fig. 6. Radiographic inspection result (a); samples prepared for the structural analysis (b)

N N

о о

N N

¡É (V U 3 > (Л

с и aa «g

<ó щ

I

2

< H

ro

CO 02

íz cÊ

8

со со

от от

2 3

Г

о in

ляющих. Анализ структуры исследуемых образцов осуществляется с помощью металлографического инвертированного микроскопа Eclipse MA200 при увеличениях 100х и 500х.

Методы определения механических свойств сварных соединений, в частности метод измерения твердости металла, регламентируются требованиями ГОСТ 7512-822, ГОСТ 6996-666. Однако данная методика не позволяет оценить твердость структурных составляющих различных участков сварного соединения и наплавленного металла на микроскопическом уровне, вследствие чего не применима при оценке изменения структуры под влиянием высокочастотной вибрации в настоящей работе. Методика измерения микротвердости вдавливанием алмазных наконечников7 предназначена для оценки твердости материалов микроскопического объема, в том числе отдельных фаз или структурных составляющих сплавов, благодаря чему является наиболее подходящим решением при выполнении поставленной задачи. Измерение микротвердости металла образцов из стали 20 производилось методом Виккерса по восстановленному отпечатку (основной метод) с нагрузкой 0,025 Н с выдержкой 10 секунд при помощи автоматического микротвердомера HMV-G-FA-D (Shimadzu, Япония). Нагрузка подбиралась экспериментально исходя из размера сформированной структуры.

РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ

В данном разделе приведены результаты радиографического контроля сварных образцов, испытаний на усталость при высокочастотном режиме нагружения, а также оптическая металлография и микротвердость.

6 ГОСТ 6996-66. Сварные соединения. Методы определения механических свойств : введен 01.01.1967. М. : Стан-дартинформ, 2005. 66 с.

7 ГОСТ 9450-76. Измерение микротвердости вдавливанием алмазных наконечников : введен 01.01.1977. М. : Изд-во стандартов, 1993. 33 с.

Результаты радиографического контроля сварных образцов

По результатам неразрушающего контроля (табл. 2) было выделено три группы образцов: дефектов не обнаружено (ДНО), допустимый дефект (ДД), недопустимый дефект (НДД) и два вида дефектов — пора (П), шлаковое включение (Ш). В работе предлагается проследить влияние того или иного дефекта на усталостные характеристики под действием высокочастотных вибраций, определить амплитуды, при которых возможна безопасная эксплуатация модельного материала, а также разобраться в причинах разрушения.

Табл. 2. Результаты радиографического контроля Table 2. Radiographic inspection results

Номер образца Sample number Запись дефектов согласно [6] Defects registered pursuant to [6]

3 ДНО / No defects detected

4 П 0,8 x 0,3 / Pore 0.8 x 0.3

5 Ш 1,5 x 2 / Slag inclusion 1.5 x 2

6 ДНО / No defects detected

7 2П 0,3, П 2 x 0,4 / 2 pores 0.3; pore 2 x 0.4

8 П 0,5 x 0,2 / Pore 0.5 x 0.2

9 П 0,7 x 1 / Pore 0.7 x 1

10 П 2 x 0,9 / Pore 2 x 0.9

11 ДНО / No defects detected

12 С 2, 5П 0,9 Cluster of pores having the size of 2 mm, 5 pores 0.9 mm each

13 ДНО / No defects detected

14 ДНО / No defects detected

15 ДНО / No defects detected

16 2П 0,9 / 2 Pores 0.9

17 Ш 3 x 2,5 / Slag inclusion 3 x 2.5

Результаты высокочастотного нагружения

С целью оценки влияния высокочастотного циклического нагружения на структуру сварных соединений из стали 20 было изготовлено 18 образцов, результаты приведены в табл. 3 и на рис. 7. Образцы 1-3 изготавливались из ОМ СТ20 для сравнительного анализа и для проверки начальной амплитуды испытаний — 650 МПа. Как показали проведенные исследования, выбранная амплитуда

приводит к сильному изменению структуры ОМ под действием высокочастотных вибраций и нецелесообразна для сварного соединения. Образец 3 достиг 1,7212 • 108 циклов при амплитуде испытаний 500 МПа, что стало отправным значением для дальнейшего изучения сварных соединений.

Образцы 4-9 — бездефектные сварные, 8 и 9 имеют предел долговечности по достижению 109 циклов 400 МПа, что на 20 % ниже аналогичных

Табл. 3. Общая сводная таблица по проведенным исследованиям Table 3. Consolidated table of summarized research

Номер Number Рентгенография Radiographic inspection а, МПа а' a, MPa а N Причина разрушения/остановки Cause of failure/stop

1 — 650 9,6856 ■ 103 Образовалась измененная структура Structural change

2 — 550 9,6751 ■ 103 Образовалась измененная структура Structural change

3 — 500 1,7212 ■ 108 Остановка по достижению заданного числа циклов/без явных структурных изменений A stop due to the completion of the pre-set number of cycles/ No evident structural changes

4 ДНО No defects detected 500 1,8474 ■ 105 Без явных структурных изменений No evident structural changes

5 Д.Н.О No defects detected 500 4,2626 ■ 105 Без явных структурных изменений No evident structural changes

6 ДНО No defects detected 500 1,2147 ■ 105 Трещина от поры с сварном шве A crack caused by pores in the weld seam

7 ДНО No defects detected 450 5,9082 ■ 105 Без явных структурных изменений No evident structural changes

8 ДНО No defects detected 400 1,01 ■ 109 Остановка по достижению заданного числа циклов/без явных структурных изменений A stop due to the completion of the pre-set number of cycles/ No evident structural changes

9 ДНО No defects detected 400 1,3888 ■ 109 Остановка по достижению заданного числа циклов/без явных структурных изменений A stop due to the completion of the pre-set number of cycles/ No evident structural changes

10 П 0,8 x 0,3 (ДД) 0.8 x 0.3 pores (acceptable defect) 400 1,2295 ■ 107 Трещины от поры в сварном шве Cracks caused by pores in the weld seam

11 2П 0,3; П 2 x 0,4 (НДД) Two 0.3 pores; 2 x 0.4 pore (inacceptable defect) 400 9,6001 ■ 104 Магистральная трещина в зоне сварного шва A major crack in the weld seam zone

12 П 2 x 0,9 (НДД) 2 x 0.9 pore (inacceptable defect) 400 1,2407 ■ 105 Образовалась измененная структура Structural change

13 2П 0,9 (НДД) Two 0.9 pores (inacceptable defect) 400 4,4481 ■ 105 Трещины от поры в сварном шве и ЗТВ Cracks caused by pores in the weld seam and the heat- affected zone

14 Ш 1,5 x 2 (НДД) 1.5 x 2 slag inclusion (inacceptable defect) 300 2,0811 ■ 106 Образовалась трещина от включения A crack caused by an inclusion

< П

л

i H k к

G Г

S 2

o n

1 о

y 1

J со

u-I

n

О 3 o

=! (

О i n

со со

0)

M со о

о 66

r 666 a g

h о

a §

SS )

il

® о

о в ■

s у с о e к

Окончание табл. 3 / End of Table 3

Номер Number Рентгенография Radiographic inspection a, МПа а' a, MPa а N Причина разрушения/остановки Cause of failure/stop

15 П 0,7 x 1 (ДД) 0.7 x 1 pore (acceptable defect) 300 5,4489 ■ 108 Остановка по достижению заданного числа циклов/без явных структурных изменений A stop due to the completion of the pre-set number of cycles/ No evident structural changes

16 С2,5 П 0,9 (НДД) Cluster of pores 2.5; 0.9 pore (inacceptable defect) 300 2,5064 ■ 109 Остановка по достижению заданного числа циклов/ линейная пористость сварного шва A stop due to the completion of the pre-set number of cycles/ No evident structural changes

17 Ш 3 x 2,5 (НДД) 3 x 2.5 slag inclusion (inacceptable defect) 266 9,8875 ■ 105 Трещина большого размера (1500 мкм) A large crack (1,500 ^m)

18 П 0,5 x 0,2 (ДД) 0.5 x 0.2 0 pore (acceptable defect) 252 1,3465 ■ 108 Остановка по достижению заданного числа циклов/без явных структурных изменений A stop due to the completion of the pre-set number of cycles/ No evident structural changes

сч N о о

N N

К ш

U 3

> (Л

С И

ta «в j

<u <u

О S

---' "t^

о

о У

S с 8 «

Z ■ ^ от « от Е

Рис. 7. Результаты высокочастотных испытаний на усталость стали 20 Fig. 7. High frequency fatigue testing results (steel 20)

E о

CL° ^ с

ю о

s H

О E a> ^

1y

ОТ ОТ

I ^

ïl

О tn

характеристик ОМ, образцы 10-18 с допустимыми и недопустимыми дефектами не имеют строгой зависимости от влияния размера и классификации дефекта на предел долговечности, в обоих случаях наличие дефекта большого размера оказывает большое влияние на исследуемые характеристики.

Результаты структурного анализа

Образцы 1, 2 изготовлены из ОМ без сварного соединения для сравнительного анализа усталостного высокочастотного разрушения. На рис. 8 показана структура образца 2 (образец 1 имеет идентичную картину разрушения): в центральной, наиболее нагруженной части наблюдаются сильные изменения в структуре, характерный размер зерен уменьшается

с 18 мкм (типичного для стали 20 — рис. 7, а) до 1112 мкм (рис. 8, Ь, с), на поверхности зерен феррита после травления появляется рельеф, обусловленный выстраиванием дислокационных стенок.

Результаты измерения микротвердости образцов 1 и 2 из ОМ стали 20 отражены на рис. 9.

Значения микротвердости образцов 1 и 2 (рис. 9) ОМ СТ20 соответствуют 147 НУ для феррита и 196 НУ для перлита. Согласно графику, средние значения микротвердости феррита и перлита в центральной части образцов с измененной структурой в среднем 258 НУ для феррита и 400 НУ для перлита, что на 75 и на 100 % соответственно превышает значения данных структурных составляющих ОМ. Значительное

a b

Рис. 8. Образец 2: а — увеличение 100х; b, c — увеличение 500х Fig. 8. Sample 2: a — 100x magnification; b, c — 500x magnification

Рис. 9. Результаты измерения микротвердости образцов 1 и 2 (хвостовик — основной металл, центральная часть — сварной шов)

Fig. 9. Samples 1 and 2: microhardness measurement results (the shank is the parent metal; the central piece is the weld seam)

повышение микротвердости наиболее нагруженной части образца может являться следствием структурных изменений, выявленных после высокочастотных испытаний на усталость.

Образцы сварные, без дефектов в сварном шве. В соответствии с табл. 2 в данной работе исследовалось 6 образцов без дефектов в сварном шве, одна-

ко, как показывают металлографические исследования, линейная пористость шва присутствует, однако ее размеры малы и не распознаются при проведении радиографического контроля.

Образец 6. Структура образца 6 представлена на рис. 10. Радиографический контроль данного образца не обнаружил дефектов сварного шва. Основной металл имеет типичную для стали 20 структуру, не имеющую выраженных усталостных изменений. Средний размер зерен составляет 18 мкм. Структура металла зоны термического влияния близка к исходной, но имеет некоторые отличия — в частности, размер зерен в среднем составляет 14-15 мкм. На рис. 10 хорошо различима граница ЗТВ и сварного шва, были обнаружены отдельные поры, размер которых составляет единицы мкм. Средний размер зерен — 7-8 мкм. Видимых усталостных изменений нет. Схожая картина отмечена в образце 13: радиографическим методом дефектов не обнаружено, средний размер зерен — 18 мкм, в ЗТВ — 13-14 мкм, в зоне сварного шва — 6-7 мкм.

Результаты измерения микротвердости различных участков образцов 6 и 13 представлены на рис. 11. Средние значения микротвердости: феррита ОМ лежат в диапазоне 141-152 НУ, ЗТВ — 147-153 НУ, сварного шва — 165-190 НУ; перлита ОМ — 165-185 НУ Заметно увеличение микро-

а b c d

Рис. 10. Образец 6: основной металл: а — увеличение 100x; b — увеличение 500x; зона сварного шва: c — увеличение 100x; d — увеличение 500x

Fig. 10. Sample 6. Parent metal: a — 100x magnification; b — 500x magnification; weld seam zone: c — 100x magnification; d — 500x magnification

< П

iH *к

G Г

S 2

0 CO § CO

1 o

У 1

J to

u -

^ I

n °

o o

=s (

о §

E w § 2

0) 0 o 66

r 6

an

o )

ii

® О О В

■ T

s □

s У с о e к

КЗ 10

о о 10 10

180 170 160 150 140 130 120

I Белое иерно (феррит)

While grain (ferrite)

Черное з&рНО (перлит)

Black grain (pearlite)

Основной металл Зона Сварной imob

Parent metal термического Weld seam влияния

I leat-a fleeted zone

Белое зерно (феррит) q Черное зерно (перлит)

220 200 180 160 140 120

White grain (ferrite)

Black grain (pearlitc)

•

• 8

•

•

* ж

Основной металл Зона

Paient metal термического влияния

Heal-alïecled /one

Свар![ой шов

Weld seam

b

Рис. 11. Результаты измерения микротвердости: а — образец 6; b — образец 13 Fig. 11. Microhardness measurement results: a — sample 6; b — sample 13

N N

о о

N N

К ш U 3

> (Л

с и

m «в j

ф Ф

О S

---' "t^

о

о У

S с

8 «

™ . Я

от «

от Е

— -ь^

Е §

^ с

ю о

S ц

о Е

СП ^

1y

от от

Ï 3

I ^

О (0 №

a b

Рис. 12. Образец 14, зона сварного шва: а — увеличение 50x; b — увеличение 500x Fig. 12. Sample 14, weld seam zone: a — 50x magnification; b — 500x magnification

твердости феррита сварного шва на 22 % по сравнению с ОМ. Содержание перлита в наплавленном металле мало, и измерить его микротвердость затруднительно.

Образец 14. На рис. 12 представлена структура центральной части сварного бездефектного образца 14. Основную часть снимка занимает сварной шов, в левой части виден участок ЗТВ. Различается ориентация кристаллитов по градиенту температуры в процессе сварки. Заметная пористость по всему объему шва (размером до 40 мкм), на границе зоны сплавления наблюдается линейная пористость. Средний размер зерен составляет 8 мкм. На границе шва и ЗТВ (прямо на продолжении линейной пористости) видна трещина, идущая от поверхности на глубину около 300 мкм.

Образцы сварные бездефектные при амплитудах 500 МПа выходили из резонанса с образованием трещин в ЗТВ. Заданное количество циклов получили при амплитудах 400 МПа.

Образцы сварные с допустимыми дефектами в сварном шве. В соответствии с табл. 2 в данной работе исследовалось 3 образца с допустимыми

дефектами в сварном шве с амплитудами 400, 300 и 252 МПа.

Образец 4. На рис. 13 представлена структура зоны термического влияния и зоны сварного шва 4 образца. В данном образце (рис. 14, а) была обнаружена сварочная пора диаметром около 900 мкм и идущая от нее тонкая трещина, проходящая по наплавленному металлу (близко к границе с ЗТВ). Таким образом видимых деформационных изменений структуры образца 4 не обнаружено. Разрушение произошло по шву от дефекта, образовавшегося при сварке.

Образцы 8, 9. В исследуемых образцах микроструктура стандартна для сварного соединения, без каких-либо видимых структурных изменений и(или) пластической деформации.

Результаты измерения микротвердости различных участков образцов 8 и 9 приведены на рис. 15. Средние значения микротвердости: феррита ОМ лежат в диапазоне 173-191 НУ, ЗТВ — 164-203 НУ, сварного шва — 193-256 НУ; перлита ОМ — 188216 НУ, ЗТВ — 196-223 НУ, сварного шва — 212 НУ. Заметно увеличение микротвердости феррита сварного шва на 23 % по сравнению с ОМ.

а

a b c d

Рис. 13. Образец 4, зона термического влияния: a — увеличение 100x; b — увеличение 500x; зона сварного шва: c — увеличение 100x; d — увеличение 500x

Fig. 13. Sample 4, heat-affected zone: a — 100x magnification; b — 500x magnification; weld seam zone: c — 100x magnification; d — 500x magnification

Рис. 14. Образцы 4 (a); 8 (b) зона поры, увеличение 100x Fig. 14. Samples 4 (a); 8 (b): pore zone, 100x magnification

Рис. 15. Результаты измерения микротвердости: a — образец 8; b — образец 9 Fig. 15. Microhardness measurement results: a — sample 8; b — sample 9

< П

i H *к

G Г

S 2

o

§ CO

l o

y 1

J to

u-I

n °

o 3 o

=! ( o ?

n

)

cn it —

E CO § 2

n 0

o 6

r 6 t (

0 )

1 ® о

о в ■

s □

s у с о e к

b

a

b

a

Рис. 16. Увеличение 100x: а — образец 5, зона сварного шва; b — образец 7, зона сварного шва; c — образец 12, зона сварного шва

Fig. 16. 100x magnification: a — sample 5, weld seam zone; b — sample 7, weld seam zone; c — sample 12, weld seam zone

N N

о о

N N

¡г ш

U 3

> (Л

с и

U «в

<0 ф j

ф ф

О ё —■

о

о У

8 «

Z ■ ^ от

от IE

Е о ^ с

ю о

S «

о Е

СП ^

т- ^

от от

йЗ

■S г

На рис. 14, Ь представлен образец 8. Данный образец — сварной с допустимым дефектом, на границе зоны сплавления видна пора диаметром около 80 мкм. Так как образец был остановлен по достижению заданного числа циклов и не выявлено явных структурных изменений, дополнительно провели измерение микротвердости вокруг поры: среднее значение феррита 247 НУ, что лежит в диапазоне измерений феррита сварного шва образца в целом, т.е. преднапряженного состояния около поры относительно сварного шва нет. Содержание перлита в наплавленном металле мало, и измерить его микротвердость затруднительно.

Образцы сварные с недопустимыми дефектами в сварном шве. Как показали проведенные исследования, основной причиной разрушения являются микротрещины, образовавшиеся от недопустимого дефекта сварного шва (рис. 16).

Измерение микротвердости образца 17 производилось в ОМ на концах образца, зоне термического влияния и сварном шве (рис. 17).

Рис. 17. Результаты измерения микротвердости образца 17

Fig. 17. Microhardness measurement results, sample 17

Результаты измерения микротвердости различных участков образца 17 представлены на рис. 17. Средние значения микротвердости: феррита — 180 НУ, ЗТВ — 197 НУ, сварного шва — 240 НУ перлита ОМ — 204 НУ, ЗТВ — 202 НУ, сварного шва — 261 НУ. Заметно увеличение микротвердости феррита сварного шва на 33 и перлита на 30 % по сравнению с ОМ.

РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ

На основании проведенных исследований можно сделать следующие выводы: в ходе высокочастотных испытаний на усталость из 15 сварных образцов 6 подверглись разрушению вследствие образования микротрещин (1 — без выявленных дефектов и 5 — с дефектами сварного шва); 4 образца вышли из резонанса из-за нарушения целостности структуры, и 5 образцов остановлено по достижению заданного числа циклов нагружения.

Установлено, что усталостные изменения в стали 20 при высокочастотном нагружении могут приводить к измельчению зерна; высокочастотные усталостные изменения в стали 20 приводят к повышению микротвердости образца, особенно вблизи микротрещин и дефектов сварного шва. Таким образом, измерение микротвердости может применяться параллельно с металлографией для более надежного обнаружения изменений.

По результатам испытаний и последующего структурного анализа сварных образцов из стали 20 можно оценить влияние высокочастотного циклического нагружения на структуру и свойства сварных соединений из стали 20:

• значение предела выносливости сварных образцов без выявленных дефектов сварного шва на -20 % ниже по сравнению с показателем ОМ, что подтверждает негативный характер влияния термического цикла сварки, а также обуславливает необходимость проведения данных исследований для получения реальных усталостных характеристик под действием высокочастотного нагружения;

• усталостные изменения в стали 20 при высокочастотных нагрузках могут приводить к измельчению зерна;

• дефекты сварного шва оказывают значительное влияние на усталостные характеристики материала в условиях высокочастотного нагружения: предел выносливости образцов с дефектами сварного шва при 109 циклов принимает значение 300 МПа, что на 42 % ниже аналогичного показателя сварных образцов без выявленных дефектов и на 67 % ниже по сравнению с ОМ;

• на основании того, что экспериментальные значения предела выносливости образцов с допустимыми и недопустимыми дефектами лежат в одном числовом диапазоне, можно предположить, что значительное влияние на усталостные характеристики оказывают не размер и типология дефекта, а его наличие;

• под действием высокочастотного нагружения амплитудой 550-650 МПа в ОМ стали 20 может образовываться сильно измененная структура: выявлено повышение микротвердости на величину порядка 50-60 % для феррита и 70-80 % для перлита;

• согласно полученным данным, критическая амплитуда для сварных образцов без выявленных дефектов сварного шва принимает значение 500 МПа, разрушение образцов с допустимыми и недопустимыми дефектами сварного шва происходит при амплитуде 400 МПа;

• анализ существующих исследований по данной тематике показал, что действующие напряжения в технологических трубопроводах, обвязывающих насосно-компрессорное оборудование, лежат в диапазоне 360-400 МПа. Однако по результатам проведенных испытаний амплитуда испытания 400 МПа не является безопасной для образцов, содержащих допустимые дефекты сварного шва.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ И ОБСУЖДЕНИЕ

Обобщая полученные результаты по представленной работе, можно утверждать, что высокочастотные вибрации оказывают негативное влияние как на ОМ технологического трубопровода, так и на сварные соединения из него. Место разрушения — сварной шов, активаторы процесса разрушения — наличие дефектов, причем влияние на усталостные характеристики оказывают не размер и типология дефекта, а его наличие. Характеристики долговечности при высоких частотах нагру-жения сварного соединения в гигацикловой области на 67 % ниже по сравнению с ОМ. При амплитудах 550-560 МПа в ОМ стали 20 может образовываться сильно измененная структура: установлено повышение микротвердости на величину порядка 5060 % для феррита и 70-80 % для перлита. Известно, что реальные действующие амплитуды в технологических трубопроводах превышают предел текучести основного материала. Как показало проведенное исследование, критическая амплитуда для сварных образцов без выявленных дефектов сварного шва принимает значение 500 МПа, разрушение образцов с допустимыми и недопустимыми дефектами сварного шва происходит при амплитуде 400 МПа, т.е. амплитуда испытания 400 МПа не является безопасной для сварных соединений, содержащих допустимые дефекты.

Результаты описанного в данной работе исследования показывают зависимости параметров состояния технологического трубопровода от факторов высокочастотного динамического воздействия, изменяющихся условий использования и позволяют решать задачу оптимальной эксплуатации трубопроводной системы с учетом повышения пропускной способности, продления ЖЦ отдельных узлов и элементов, а также всей конструкции в целом.

< п

8 8

i H *к

G Г

S 2

o

§ СО

l о

y 1

J со

El I

s °

о S o

=! ( О ?

о §

ЛИТЕРАТУРА

1. Жариков В.В., Крисанов А.Е., Меринов С.В., Шумкин А.А. Экспертно-диагностическое обследование и продление срока службы технологических трубопроводов компрессорной станции // Международный научный институт «Educatio». 2015. № 11 (18). С. 40-43.

2. Chapetti M., Jaureguizahar L. Estimating the fatigue behaviour of welded joints // Procedia Engineering. 2011. Vol. 10. Pp. 959-964. DOI: 10.1016/j. proeng.2011.04.158

3. Коргин А.В., Одесский П.Д., Ермаков В.А., Зейд Килани Л.З., Романец В.А., Королева Е.А. Прочность алюминиевых сплавов для мостостроения // Деформация и разрушение материалов. 2019. № 8. С. 10-19. DOI: 10.31044/1814-4632-2019-8-10-19

4. Баширов И.В. Оценка ресурса элементов трубопроводной обвязки насосно-компрессорных агрегатов с учетом вибрационного воздействия. Уфа : Изд-во УГНТУ, 2012. 24 с.

5. Заец А. Ф. Разработка методов оценки работоспособности трубопроводов компрессорных станций при наличии дефектов : автореф. дис. ... канд. техн. наук. М. : Всероссийский НИИ природных газов, 1998. 18 с.

6. Wang Q., Berard J., Dubarre A., Baudry G., Rathery S., Bathias C. Gigacycle fatigue of ferrous alloys // Fatigue & Fracture of Engineering Materials & Structures. 1999. Vol. 22. Issue 8. Pp. 667-672. DOI: 10.1046/j.1460-2695.1999.00185.x

7. Хуснутдинова И.Г., Баширов М.Г. Оценка технического состояния и ресурса безопасной

E со § 2

§ g о 6

Г œ t ( an

О )

h

® о о n

■ г

s S

s у с о e к

эксплуатации технологических трубопроводов на основе электромагнитно-акустического эффекта // Нефтегазовое дело. 2019. № 1. С. 144-162. DOI: 10.17122/ogbus-2019-1-144-162

8. Chai G. The formation of subsurface non-defect fatigue crack origins // International Journal of Fatigue. 2006. Vol. 28. Issue 11. Pp. 1533-1539. DOI: 10.1016/j. ijfatigue.2005.06.060

9. He C., Liu Y.J., Wang Q.Y. Very high cycle fatigue properties of welded joints under high frequency loading // Advanced Materials Research. 2013. Vol. 647. Pp. 817-821. DOI: 10.4028/www.scientific. net/AMR.647.817

10. D'Ambros H.C.M., Silva T.D.D.A., Mesqui-ta E.F.T., Barros R.F. Damages in weld joint of water elevated reservoir steel structures // Procedia Structural Integrity. 2018. Vol. 11. Pp. 114-121. DOI: 10.1016/j. prostr.2018.11.016

11. Bayraktar E., Garcias I., Bathias C. Failure mechanisms of automotive metallic alloys in very high cycle fatigue range // International Journal of Fatigue. 2006. Vol. 28. Issue 11. Pp. 1590-1602. DOI: 10.1016/j. ijfatigue.2005.09.019

12. Lawrence F.V., Ho N.J., Mazumdar P.K. Predicting the fatigue resistance of welds // Annual Review

n сч of Materials Science. 1981. Vol. 11. Issue 1. Pp. 401-o о

СЧ сч 425. DOI: 10.1146/annurev.ms.11.080181.002153 "" 13. Miao J., Pollock T.M., Jones J.W. Crystal-o S lographic fatigue crack initiation in nickel-based sue jo peralloy René 88DT at elevated temperature // Acta ¿g ^ Materialia. 2009. Vol. 57. Issue 20. Pp. 5964-5974.

„.; DOI: 10.1016/J.ACTAMAT.2009.08.022 w ф

g 14. Mikulski Z., Lassen T. Fatigue crack initia-

o — tion and subsequent crack growth in fillet welded steel

L ©

. > joints // International Journal of Fatigue. 2019. Vol. 120.

oT i Pp. 303-318. DOI: 10.1016/j.ijfatigue.2018.11.014 f I 15. Miller K.J., O'Donnell W.J. The fatigue limit

S- ..2 and its elimination // Fatigue & Fracture of Engineering

о "5 Materials & Structures. 1999. Vol. 22. Issue 7. Pp. 545-

(D X

<? ^ 557. DOI: 10.1046/j.1460-2695.1999.00204.x

о § 16. ZhuM.-L., Xuan F.-Z., Du Y.-N., Tu S.-T. Very

™ о high cycle fatigue behavior of a low strength welded

00 1з joint at moderate temperature // International Journal ^ I of Fatigue. 2012. Vol. 40. Pp. 74-83. DOI: 10.1016/j.

1 ° ijfatigue.2012.01.014

Sb g 17. Murakami Y., Yokoyama N.N., Nagata J.

g "rô Mechanism of fatigue failure in ultralong life re-

9 § gime // Fatigue & Fracture of Engineering Materials

g ° & Structures. 2002. Vol. 25. Issue 8-9. Pp. 735-746.

2 i DOI: 10.1046/j.1460-2695.2002.00576.x

$ ! 18. Nie Y., Fu W., Hui W.J., Dong H., Weng Y.Q. T ^ Very high cycle fatigue behaviour of 2000-MPa ultra-jj Э high-strength spring steel with bainite-martensite duplex y microstructure // Fatigue & Fracture of Engineering Ma* S terials & Structures. 2009. Vol. 32. Issue 3. Pp. 189-| £ 196. DOI: 10.1111/j.1460-2695.2008.01319.x Î3 "Я 19. Teng T.L., Fung C.P., Chang P.H. Effect of bq weld geometry and residual stresses on fatigue in butt-welded joints // International Journal of Pressure Ves-

sels and Piping. 2002. Vol. 79. Issue 7. Pp. 467-482. DOI: 10.1016/s0308-0161(02)00060-1

20. Tridello A., Paolino D., Chiandussi G., Rosset-to M. VHCF strength decrement in large H13 steel specimens subjected to ESR process // Procedia Structural Integrity. 2016. Vol. 2. Pp. 1117-1124. DOI: 10.1016/j. prostr.2016.06.143

21. Zachwieja J. Stress analysis of vibrating pipelines // AIP Conference Proceedings. 2017. Vol. 17. Pp. 1-11. DOI: 10.1063/1.4977691

22. Guo S., Wang R., Chen H., Xuan F. A comparative study on the cyclic plasticity and fatigue failure behavior of different subzones in CrNiMoV steel welded joint // International Journal of Mechanical Sciences. 2019. Vol. 150. Pp. 66-78. DOI: 10.1016/j. ijmecsci.2018.10.026

23. He C., Liu Y., Dong J., Wang Q., Wagner D., Bathias C. Fatigue crack initiation behaviors throughout friction stir welded joints in AA7075-T6 in ultrasonic fatigue // International Journal of Fatigue. 2015. Vol. 81. Pp. 171-178. DOI: 10.1016/j.ijfatigue.2015.07.012

24. He C., Huang C., Liu Y., Wang Q. Fatigue damage evaluation of low-alloy steel welded joints in fusion zone and heat affected zone based on frequency response changes in gigacycle fatigue // International Journal of Fatigue. 2014. Vol. 61. Pp. 297-303. DOI: 10.1016/j.ijfatigue.2013.10.018

25. He C., Liu Y., Fang D., Wang Q. Very high cycle fatigue behavior of bridge steel welded joint // Theoretical and Applied Mechanics Letters. 2012. Vol. 2. Issue 3. P. 031010. DOI: https://doi. org/10.1063/2.1203110

26. He C., Huang C., Liu Y., Wang Q. Fatigue damage evaluation of low-alloy steel welded joints in fusion zone and heat affected zone based on frequency response changes in gigacycle fatigue // International Journal of Fatigue. 2014. Vol. 61. Pp. 297-303. DOI: 10.1016/j.ijfatigue.2013.10.018

27. Панкратьев С.А. Оценка ресурса прочности трубопроводных систем, подверженных вынужденным колебаниям на резонансной частоте : авто-реф. дис. ... канд. техн. наук. Уфа : Изд-во УГНТУ, 2009. 23 с.

28. Садртдинов Р.А. Влияние длительной эксплуатации на напряженное состояние технологических трубопроводов обвязок компрессорных станций : автореф. дис. ... канд. техн. наук. Екатеринбург : Изд-во ИФМ УрО РАН, 2008. C. 24.

29. He C., Liu Y., Tian R., Wang Q. Gigacycle fatigue behaviors in fusion zone and heat affected zone of Q345 LA steel welded joints // 13th Intern. conf. on Fracture, June 16-21, Beijing, China. 2013. Pp. 2658-2667.

30. Zhu X., Shyam A., Jones J., Mayer H., Lasecki J., Allison J. Effect of microstructure and temperature on fatigue behavior of E319-T7 cast aluminum alloy in very long life cycles // International Journal of Fatigue. 2006. Vol. 28. Pp. 1566-1571. DOI: 10.1016/j. ijfatigue.2005.04.016

и свойства сварных соединении технологических трубопроводов

Поступила в редакцию 29 ноября 2020 г. Принята в доработанном виде 25 декабря 2020 г. Одобрена для публикации 28 декабря 2020 г.

Об авторах: Екатерина Александровна Гридасова — кандидат технических наук, доцент кафедры сварочного производства инженерной школы; Дальневосточный федеральный университет (ДВФУ); 690091, г. Владивосток, ул. Суханова, д. 8; РИНЦ ГО: 589057; olvin@list.ru;

Мария Андреевна Середа — магистр кафедры сварочного производства инженерной школы; Дальневосточный федеральный университет (ДВФУ); 690091, г Владивосток, ул. Суханова, д. 8; sereda-maha@mail.ru;

Шохрух Шурхатджон Закиров угли — магистр кафедры сварочного производства инженерной школы; Дальневосточный федеральный университет (ДВФУ); 690091, г Владивосток, ул. Суханова, д. 8; shokhrukhzakirov@gmail.com.

REFERENCES

1. Zharikov V.V., Krisanov A.E., Merinov S.V., Shumkin A.A. Expert-diagnostic examination and extension of the service life of technological pipelines of the compressor station. International Scientific Institute "Educatio". 2015; 11(18):40-43. (rus.).

2. Chapetti M., Jaureguizahar L. Estimating the fatigue behavior of welded joints. Procedia Engineering. 2011; 10:959-964. DOI: 10.1016/j.proeng.2011.04.158

3. Korgin A.V., Odesskiy P.D., Ermakov V.A., Zeid L.Z., Romanets V.A., Koroleva E.A. Strength of aluminum alloys for bridge building. Deformation and destruction of materials. 2019; 8:10-19. DOI: 10.31044/1814-4632-2019-8-10-19 (rus.).

4. Bashirov I.V. Evaluation of the resource ofpiping elements of pump and compressor units taking into account the vibration effect. Ufa, Ufa State Petroleum Technical University, 2012; 24. (rus.).

5. Zaets A.F. Development of methods for assessing the performance of pipelines of compressor stations in the presence of defects : abstract dis. Cand. tech. sciences. Moscow, All-Russian Research Institute of Natural Gases, 1998;18. (rus.).

6. Wang Q., Berard J., Dubarre A., Baudry G., Rathery S., Bathias C. Gigacycle fatigue of ferrous alloys. Fatigue & Fracture of Engineering Materials & Structures. 1999; 22:667-672. DOI: 10.1046/j.1460-2695.1999.00185.x

7. Khusnutdinova I.G., Bashirov M.G. Estimation of technical condition and resource of technological pipelines safe operation based on electromagnetic-acoustic effect. Oil and Gas Business. 2019; 1:144-162. DOI: 10.17122/ogbus-2019-1-144-162 (rus.).

8. Chai G. The formation of subsurface non-defect fatigue crack origins. International Journal of Fatigue. 2006; 28(11):1533-1539. DOI: 10.1016/j.ijfa-tigue.2005.06.060

9. He C., Liu Y.J., Wang Q.Y. Very high cycle fatigue properties of welded joints under high frequency loading. Advanced Materials Research. 2013; 647:817821. DOI: 10.4028/www.scientific.net/AMR.647.817

10. D'Ambros H.C.M., Silva T.D.D.A., Mesquita E.F.T., Barros R.F. Damages in weld joint of water elevated reservoir steel structures. Procedia Structural Integrity. 2018; 11:114-121. DOI: 10.1016/j.pros-tr.2018.11.016

11. Bayraktar E., Garcias I., Bathias C. Failure mechanisms of automotive metallic alloys in very

high cycle fatigue range. International Journal of Fa- ^ B

tigue. 2006; 28(11):1590-1602. DOI: 10.1016/j.ijfa- ¡j ®

tigue.2005.09.019 | £

12. Lawrence F.V., Ho N.J., Mazumdar P.K. Pre- % dicting the fatigue resistance of welds. Annual Review of G 3 Materials Science. 1981; 11(1):401-425. DOI: 10.1146/ g o annurev.ms.11.080181.002153 • f

13. Miao J., Pollock T.M., Jones J.W. Crystallo- 0 % graphic fatigue crack initiation in nickel-based superal- ! — loy René 88DT at elevated temperature. Acta Materia- J 9 lia. 2009; 57(20):5964-5974. DOI: 10.1016/J.ACTA- | 0 MAT.2009.08.022 ! 3

— CO

14. Mikulski Z., Lassen T. Fatigue crack initiation — ( and subsequent crack growth in fillet welded steel joints. o f International Journal of Fatigue. 2019; 120:303-318. f I DOI: 10.1016/j.ijfatigue.2018.11.014 f %

15. Miller K.J., O'Donnell W.J. The fatigue limit o 2 and its elimination. Fatigue & Fracture of Enginee- o 4 ring Materials & Structures. 1999; 22(7):545-557. — 66 DOI: 10.1046/j.1460-2695.1999.00204.x o 0

16. Zhu M.-L., Xuan F.-Z., Du Y.-N., Tu S.- | -g T. Very high cycle fatigue behavior of a low strength e= f welded joint at moderate temperature. International — )) Journal of Fatigue. 2012; 40:74-83. DOI: 10.1016/j. V ' ijfatigue.2012.01.014 | ®

17. Murakami Y., Yokoyama N.N., Nagata J. 3 6 Mechanism of fatigue failure in ultralong life regime. i g Fatigue & Fracture of Engineering Materials & Struc- I ? tures. 2002; 25(8-9):735-746. DOI: 10.1046/j.1460- $ | 2695.2002.00576.x g %

18. Nie Y., Fu W., Hui W.J., Dong H., Weng Y.Q. g g Very high cycle fatigue behaviour of 2000-MPa ultra- g 0 high-strength spring steel with bainite-martensite 1 1 duplex microstructure. Fatigue & Fracture of Engi-

tv N o o

N N

H 0

U 3

> in

E M

HQ <0

<0 ^ j

<D <u

neering Materials & Structures. 2009; 32(3):189-196. DOI: 10.1111/j.1460-2695.2008.01319.x

19. Teng T.L., Fung C.P., Chang P.H. Effect of weld geometry and residual stresses on fatigue in butt-welded joints. International Journal of Pressure Vessels and Piping. 2002; 79(7):467-482. DOI: 10.1016/s0308-0161(02)00060-1

20. Tridello A., Paolino D., Chiandussi G, Ros-setto M. VHCF strength decrement in large H13 steel specimens subjected to ESR process. Procedia Structural Integrity. 2016; 2:1117-1124. DOI: 10.1016/j. prostr.2016.06.143

21. Zachwieja J. Stress analysis of vibrating pipelines. AIP Conference Proceedings. 2017; 17:1-11. DOI: 10.1063/1.4977691

22. Guo S., Wang R., Chen H., Xuan F. A comparative study on the cyclic plasticity and fatigue failure behavior of different subzones in CrNiMoV steel welded joint. International Journal of Mechanical Sciences. 2019; 150:66-78. DOI: 10.1016/j.ijmecsci.2018.10.026

23. He C., Liu Y., Dong J., Wang Q., Wagner D., Bathias C. Fatigue crack initiation behaviors throughout friction stir welded joints in AA7075-T6 in ultrasonic fatigue. International Journal of Fatigue. 2015; 81:171178. DOI: 10.1016/j.ijfatigue.2015.07.012

24. He C., Huang C., Liu Y., Wang Q. Fatigue damage evaluation of low-alloy steel welded joints in fusion zone and heat affected zone based on frequency response changes in gigacycle fatigue. International Journal of Fatigue. 2014; 61:297-303. DOI: 10.1016/j. ijfatigue.2013.10.018

Received November 29, 2020.

Adopted in revised form on December 25, 2020.

Approved for publication on December 28, 2020.

25. He C., Liu Y., Fang D., Wang Q. Very high cycle fatigue behavior of bridge steel welded joint. Theoretical and Applied Mechanics Letters. 2012; 2(3):031010. DOI: 10.1063/2.1203110

26. He C., Huang C., Liu Y., Wang Q. Fatigue damage evaluation of low-alloy steel welded joints in fusion zone and heat affected zone based on frequency response changes in gigacycle fatigue. International Journal of Fatigue. 2014; 61:297-303. DOI: 10.1016/j. ijfatigue.2013.10.018

27. Pankratyev S.A. Assessment of the durability resource ofpipeline systems subject to forced vibrations at the resonant frequency: abstract dis. cand. tech. sciences. Ufa, Ufa State Petroleum Technical University, 2009; 23. (rus.).

28. Sadrtdinov R.A. Influence of long-term operation on the stress state of technological pipelines of compressor station piping: abstract dis. cand. tech. sciences. Ekaterinburg, Publishing house of the IPM UB RAS, 2008; 24. (rus.).

29. He C., Liu Y., Tian R., Wang Q. Gigacycle fatigue behaviors in fusion zone and heat affected zone of Q345 LA steel welded joints. 13th Intern. conf. on Fracture, June 16-21, Beijing, China. 2013; 2658-2667.

30. Zhu X., Shyam A., Jones J., Mayer H., Lasecki J., Allison J. Effect of microstructure and temperature on fatigue behavior of E319-T7 cast aluminum in very long life cycles. International Journal of Fatigue. 2006; 28:1566-1571. DOI: 10.1016/j.ijfa-tigue.2005.04.016

O g

---' "t^

o

o ££

S c

3 «

z ■ i w « ot E

E o

CL° c

LT> O

S «

o E

CD ^

Bionotes: Ekaterina A. Gridasova — Candidate of Technical Sciences, Associate Professor of the Welding Production Department of the School of Engineering; Far Eastern Federal University (FEFU); 8 Sukhanova st., Vladivostok, 690091, Russian Federation; ID RISC: 589057; olvin@list.ru;

Maria A. Sereda — master of the Welding Production Department of the School of Engineering; Far Eastern Federal University (FEFU); 8 Sukhanova st., Vladivostok, 690091, Russian Federation; sereda-maha@mail.ru;

Shokhrukh S. Zakirov ugli — master of the Welding Production Department of the School of Engineering; Far Eastern Federal University (FEFU); 8 Sukhanova st., Vladivostok, 690091, Russian Federation; shokhrukhzakirov@ gmail.com.

I

o in