О проблемах перехода к количественным оценкам энергоемкости разрушения при испытаниях падающим грузом образцов натурной толщины Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

УДК 620.178.7:621.774.2

В.Ю. Филин1, Д.М. Артемьев1, А.В. Ильин1, А.В. Ларионов1

О ПРОБЛЕМАХ ПЕРЕХОДА К КОЛИЧЕСТВЕННЫМ ОЦЕНКАМ ЭНЕРГОЕМКОСТИ РАЗРУШЕНИЯ ПРИ ИСПЫТАНИЯХ ПАДАЮЩИМ ГРУЗОМ ОБРАЗЦОВ НАТУРНОЙ ТОЛЩИНЫ

DOI: 10.18577/2071-9140-2017-0-4-87-94

Испытания падающим грузом (Drop-Weight Tear Test - DWTT) широко применяются в трубной промышленности в качестве сдаточных. Условия испытаний близки к условиям разрушения конструкций, однако необходима количественная оценка результатов применительно к современным материалам. Рассмотрена достоверность существующих эмпирических оценок и возможность разделения работы, затрачиваемой на зарождение и распространение трещины. Научно обоснована связь работы распространения трещины с углом раскрытия в вершине трещины (Crack Tip Opening Angle - CTOA).

Ключевые слова: испытания падающим грузом, работа зарождения и распространения трещины, CTOA.

Drop-weight tear test (DWTT) is widely applied in pipe industry to examine the acceptance properties. Test conditions are close to the fracture condition of structures however a quantitative criterion is needed for modern materials. The reliability of existing empirical assessments as well as the possibility to determine the crack initiation and propagation components of the fracture energy are considered. A correlation between specimen fracture energy and crack tip opening angle (CTOA) is substantiated.

Keywords: drop-weight tear test, crack initiation and propagation, CTOA.

"'Федеральное государственное унитарное предприятие «Центральный научно-исследовательский институт конструкционных материалов «Прометей» имени И.В. Горынина Национального исследовательского центра «Курчатовский институт» Государственный научный центр Российской Федерации [National Research Center «Kurchatov Institute» Federal State Unitary Enterprise «Central Research Institute of Structural Materials «Prometey»]; e-mail: [email protected]

Для современных материалов необходим количественный критерий сопротивления вязкому разрушению. Рассмотрены эмпирические оценки и связь результатов испытания падающим грузом (DWTT) с углом раскрытия в вершине трещины CTOA.

Введение

Для газопроводов с высокими эксплуатационными параметрами применяются более прочные стали, а также увеличивается толщина стенки трубы, что ведет к повышению опасности протяженных разрушений при эксплуатации. Поэтому способность металла тормозить трещину имеет решающее значение. Для ее контроля институтом Battele (США) в 1962 г. разработан метод испытания падающим грузом (Drop-Weight Tear Test -DWTT) образцов натурной толщины с надрезом. В настоящее время метод представлен в документах API RP 5L3 [1], BS EN 10274 [2] и ГОСТ 30456 [3] и используется для определения свойств труб, изготавливаемых по техническим условиям API 5L [4], ISO 3183 [5], ГОСТ ISO 3183 [6] и т. д. В российской практике используют термин ИПГ - испытания падающим грузом.

Критерием качества материала считается достижение при минимальной температуре эксплуатации 85-90% волокнистой (вязкой) составляющей в изломах образцов при визуальной оценке.

Исследования AISI (Американского института железа и стали) и EPRG (Европейской исследовательской группы по трубопроводам) подтвердили корреляцию оценок, получаемых данным методом, с результатами полигонных испытаний полноразмерных труб на разрыв давлением воздуха [7].

На основании работ, проведенных в ЦНИИ КМ «Прометей» на копре ZWICK-DWT60 с максимальной энергией 60 кДж [8], предложения по таким испытаниям внесены в Правила классификации и постройки морских подводных трубопроводов Российского морского регистра судоходства [9, Приложение 4].

Проблемы визуальной оценки изломов

Определение вязкой и хрупкой составляющих в изломах образцов для DWTT не представляло особых трудностей для нормализованных сталей толщиной до 19 мм. Наблюдалось хрупкое разрушение от надреза и резко выраженный вязкохрупкий переход при снижении температуры испытания. В настоящее время для производства стали с пределом текучести более 480 МПа применяются процессы термомеханической обработки (ТМО). Вязко-хрупкий переход оказывается «размытым», а морфология изломов характеризуется появлением иных типов разрушения, вызывая у испытателей разногласия при определении доли кристаллической составляющей.

Рис. 1. Особенности разрушения образцов из сталей после термомеханической обработки (ТМО): а, в - «стрелки» в центральной части излома; б, г - «стрелки» на губах среза; д - «обратный излом»

Авторами выполнен большой объем фракто-графических исследований изломов образцов для DWTT толщиной до 40 мм из сталей с пределом текучести до 690 МПа. На рис. 1 показаны характерные морфологические элементы изломов. Разрушение в виде «стрелок» бывает в центральной части излома по толщине (а) и на губах среза (б). Первые - имеют участки квазискола (в), для вторых - характерно вязкое транскристаллитное разрушение (г), но в обоих случаях присутствует вязкий срез или расщепление по межфазным границам (показано стрелкой на в).

При наличии «обратного излома» отсутствует хрупкий участок под надрезом, а с противоположной стороны имеется блестящая площадка, расположенная под углом к плоскости излома (д) [10]. Такой излом образуется после значительной пластической деформации металла образца и представляет собой участки квазискола с вязкими прослойками по межфазным границам, подобные представленным на рис. 1, в.

Проблема стандартной визуальной трактовки вида излома сталей, изготовленных методами ТМО, не решена. Достичь 85-90% волокнистой составляющей при сдаточных испытаниях затруднительно, так как при температурах порядка -20°С трещина распространяется по предварительно пластически деформированному металлу, при этом в изломе образуются расщепления и «стрелки».

С целью исключения большой деформации металла образцов в зоне контакта с бойком неод-

нократно предлагалось изменить конструкцию образца. Например, Б. Хванг и др. [11] предложили применять образцы с жесткой вставкой шириной 3 мм и высотой 19 мм, вставляемой в пропил в образце со стороны, противоположной надрезу. Испытания таких образцов показали значительное изменение вида излома, однако явление «обратного излома» полностью исключить не удалось.

Перечисленное подтверждает актуальность перехода к количественной оценке результатов испытаний с применением инструментированных копров.

Использование инструментированных копров

Определить работу разрушения образца проще на маятниковом копре по аналогии с ударным изгибом образцов по Шарпи, но такие копры, обеспечивающие требуемую энергию удара, уникальны. Вертикальные копры обеспечивают энергию удара до 120 кДж. К принципиальным техническим решениям следует отнести: размещение силоизмерителя на бойке; применение высокоточных магнитных датчиков перемещения груза и высокоскоростной оптической системы, фиксирующей перемещение образца, а также лазерной системы измерения мгновенного ускорения груза. Последнее решение реализовано на копре ЦНИИ КМ «Прометей».

В настоящее время можно выделить два возможных направления разработок с использованием инструментированных методик:

- определение требований к полной работе разрушения образцов для DWTT на основе корреляций с результатами полигонных испытаний, в которых регистрировалось торможение или распространение трещины;

- использование параметра СТОА (критического угла раскрытия в вершине трещины) как характеристики энергоемкости распространения разрушения.

Рассмотрим перечисленные направления более подробно.

связывается с удельной работой Авязк с помощью двухпараметрического подхода. Работа разрушения образца для DWTT:

£р=(Г-аоНп;

Ап=Лс+^(Г-ао),

(3)

где Ш - высота образца (мм); а0 - глубина надреза (мм), а в качестве характеристик материала вводятся - работа образования новых поверхностей Кс (Дж/мм2) и работа пластического деформирования на губах среза Sc (Дж/мм3).

Разработка количественных оценок на основе эмпирических корреляций

Известны многочисленные исследования, в которых, исходя из известных данных полигонных пневматических испытаний труб, определяют требования к работе разрушения КЧ образцов по Шарпи на ударный изгиб. На основе этих исследований, например в работе [12], сформулированы высокие требования к величине КЧ (Дж) или КСЧ (Дж/см2) для материала труб газопроводов повышенной эксплуатационной надежности, что отражено в стандартах [4-6] и действующих технических условиях Заказчиков трубной продукции. Формулы разных авторов существенно отличаются даже по набору параметров. Такие корреляции имеют ограниченное применение, а для высокопрочных трубных сталей вводят повышающий поправочный коэффициент - до 1,5 [12, 13].

В работе Б. Холмса и др. [7] выполнен анализ данных полигонных испытаний, исходя из предположения, что для условия торможения трещины может быть установлена однозначная связь между запасенной в трубе удельной потенциальной энергией П (Дж/мм2), отнесенной к площади разрушения в продольном направлении 11, и удельной работой распространения вязкого разрушения материала Авязк, также отнесенной к единице площади поверхности разрушения:

П =

пОо

2000

, Р о 1п-+—

Р Е

(1)

Авязк Аторм ~0,007П,

(2)

Таким образом, по Б. Холмсу, Ер ~ (Ш-а0) . Работа распространения вязкого разрушения в трубе:

Авязк=Яс+0,12£с D.

(4)

где Р - давление в газопроводе, МПа; Ратм - атмосферное давление, МПа; Б - диаметр трубы, мм; о=РБ/21 -окружные напряжения, МПа; Е - модуль упругости, МПа.

Первое слагаемое, учитывающее потенциальную энергию сжатого газа, существенно больше второго, соответствующего упругой энергии, запасенной в теле трубы. Приведенные в работе [7] зависимости, разграничивающие области распространения и торможения трещины при полигонных испытаниях, имеют вид

при этом удельная работа разрушения образца Ап

Соотношения (3) и (4) устанавливают эмпирическую связь между параметром Ер и условием торможения трещины в трубе. Данные работы [7] позволяют оценить поправочный коэффициент для труб диаметром ~1 м: Авязк~1,5Ап.

Тогда требуемая работа разрушения образца для DWTT с высотой нетто-сечения (Ш-а0)=70 мм, обеспечивающая торможение трещины в трубе при той же толщине стенки, составит

Р

Е = 260РБ21п-. (5)

р р

атм

Рассмотрим пример. Для газопровода диаметром Б=1020 мм с толщиной стенки 1=27 мм и рабочим давлением 12 МПа (что соответствует 0,5 от минимального предела текучести стали марки Х70/К60) по уравнению (5) получим Ер=8100 Дж, что достижимо при вязком разрушении образцов.

Испытания, выполненные авторами данной работы (рис. 2), противоречат предположению (3). Получено, что влияние размеров образца для DWTT на величину Ер при вязком разрушении может быть отражено формулой Ер~г. В области хрупких разрушений - Ер~1. Следовательно, назначение требований к энергоемкости материала в виде отношения Ер к площади сечения излома не имеет физического смысла.

Достоверность рассмотренных оценок сомнительна. Во-первых, не учитывается тот факт, что часть работы разрушения образцов (как по Шар-пи, так и для DWTT) затрачивается на зарождение трещины из надреза, поэтому должна исключаться из соотношений типа (5). Во-вторых, при испытаниях типа DWTT речь должна идти не о контроле возможности хрупкого разрушения, а об энергоемкости вязкого. В третьих, при отсутствии физического обоснования соотношения (2) остается неясной функциональная связь условий торможения разрушения с толщиной, пределом текучести материала и характеристиками его деформационного упрочнения.

Рис. 2. Вид зоны пластической деформации (а) и работа разрушения образцов различной толщины при хрупком (б) и вязком (в) разрушении

Рис. 3. Схема нанесения хрупкой наплавки и надреза Результаты сравнительных испытаний

Таблица 1

Температура испытания, °С Образцы с V-образным надрезом Образцы с хрупкой наплавкой

содержание волокна, % Ер, Дж содержание волокна, % Ер, Дж

0 100 16930 95 10410

-20 95 16120 93 10710

-40 74 8410 62 5030

-40 77 11490 70 5570

-60 52 9510 39 2530

В научной литературе описано применение предварительного статического или циклического нагружения образцов для снижения энергии зарождения трещины при испытании - например, в работе [14]. Авторами данной работы проведены испытания на вертикальном копре ZWICK-DWT60 стандартных и специальных образцов толщиной 27 мм из металла труб категории прочности К65 с надрезом в хрупкой наплавке. Схема нанесения наплавки представлена на рис. 3. Предварительно определяли температурную зависи-

мость прочностных характеристик материала на цилиндрических образцах 06 мм. Значения предела текучести составили от 571 МПа при +20°С до 625 МПа при -60°С.

Результаты испытаний представлены в табл. 1. Изломы образцов характеризуются расщеплениями, типичными для сталей, изготовленных методами ТМО.

На рис. 4 представлены температурные зависимости работы разрушения образцов с надрезом и с наплавкой. Получено, что работа зарождения

Рис. 4. Температурные зависимости работы разрушения образцов с Ч-образным надрезом (■) и с хрупкой наплавкой (•) при изломе специального образца (Ар - работа разрушения образца, Дж; Аз - работа зарождения трещины, Дж)

трещины Аз (Дж) от прессованного надреза в широком температурном диапазоне приблизительно постоянна и для образцов толщиной 27 мм составляет ~5400 Дж. Данная величина начинает зависеть от темпе-ратуры только при хрупком разрушении образцов.

Модифицированный подход, основанный на результатах полигонных испытаний и применимый для высокопрочных сталей, разработан компанией Sumitomo (Япония) [15]. Рассматривается скорость распространения магистрального вязкого разрушения vc, меньшая, чем скорость декомпрессии газа в трубе. При испытаниях показано, что снижение значений vc до 150 м/с обеспечивает торможение разрушения в пределах одной-двух труб. Тот же тезис лежит в основе метода «двух кривых» Battele [12]:

° т

=аЖ

(

P

P

у торм

- 1

(6)

где Рторм=Y • 0 ,3 8-t-aT • co s-1 exp|

-4,57-107 А -jDta2T

- давление

торможения трещины, МПа (7); а т = -

2

| - динами-

ческий предел текучести, МПа; a=0 , 67 |

Dt

Doto

1/4

„ .5/2 s ч-1/2

D 1 l t

P=0,3 93l

f0=18,3 мм, D0=1219,2 мм.

Y=-

3,42

3,22+ 0,2

t / D

V D0

Обоснование корреляции с СТОА

Параметр CTOA, характеризующий способность материала к совершению работы пластического деформирования, рассматривается как тре-щинодвижущая сила при вязком разрушении на его установившейся стадии. Известны теоретические разработки [16], позволяющие связать эту характеристику со скоростью распространения разрушения, чтобы найти количественный критерий надежности материала. Представляет также интерес прямое измерение СТОА при инструментированных испытаниях типа DWTT с помощью высокоскоростных оптических систем.

Многочисленные работы выполнены по изучению СТОА в условиях квазистатического нагружения - например, в ЦНИИ КМ «Прометей» [17]. Получено, что существенное влияние на величину СТОА оказывает наличие расщеплений в изломе, с увеличением их суммарной протяженности СТОА падает.

Величина угла СТОА фс [град] может быть связана с параметром Sc (см. формулу (3)) следующим соотношением [16]:

180 Sc Ф =--2571--—

тс л 0

п 1,3 а„

(8)

Для определения величины Sc предложено испытывать образцы для DWTT с разной глубиной надреза, тогда Sc представляет собой угол наклона прямой в координатах: (Ш-а0) [мм]-Ер/ (1(Ш-а0)) [Дж/мм2]. Условие торможения вязкого разрушения в трубе газопровода можно представить в виде

Возвращаясь к примеру, приведенному ранее, и принимая от=670 МПа, получим, что работа разрушения образца для DWTT, соответствующая ^=150 м/с, составляет 13200 Дж. Таким образом, торможение магистральной трещины при вязком разрушении в трубопроводах из высокопрочной стали затруднительно. Зарубежные фирмы предлагают использовать для этого арресторы (катушки) из композиционных материалов, которые устанавливают на трубопровод с некоторыми интервалами [13].

фс>фп

(9)

где фшгк - наибольшая трещинодвижущая сила [град], для которой на основе серии модельных расчетов разрушения газопроводов в работе [16] получено следующее аппроксимирующее соотношение:

=106-

PD 2t - E

PD 2t -а.

0,778 4 0^5

(10)

D0 ) у t0

3

0,753

Ф

t

Раскрывая скобки и умножая уравнение (10) на множитель 1,08, чтобы учесть указанную в работе [16] погрешность аппроксимации с ошибкой в безопасную сторону, получим

Ф т

,= 39,6-

р1

,0,778^-0,753

(11)

Поскольку величина СТОА мала, ее можно представить в виде фс=5/а, где 5 - раскрытие трещины на поверхности образца, мм. Тогда из выражения (14) следует, что

¿Р

Р '

2й5

ФЖ - а)

(15)

Для примера (Р=12 МПа, ^=1020 мм, 1=27 мм, от=670 МПа), приведенного ранее, получим: Фтах=3,2 град. Данная оценка выглядит несостоятельной, так как даже для сталей, обладающих величиной СТОА порядка 15 град (по данным авторов), могут наблюдаться магистральные вязкие разрушения. Поэтому необходимо исключить из рассмотрения работу зарождения трещины Аз, применяя описанные ранее образцы с хрупкой наплавкой.

Связь величины Ар (см. рис. 4) с СТОА может быть установлена исходя из принципа постоянства коэффициента поворота г' при росте трещины. Под этой величиной, как и при испытаниях на статическую трещиностойкость, понимают отношение расстояния от вершины трещины до центра поворота сечений образца, параллельных плоскости трещины, к текущей нетто-высоте образца (№-а), где а - длина трещины. При этом используются данные, снимаемые с падающего участка диаграммы деформирования образца, представляемой в безразмерных координатах

(

1П

Р

Р

V тах у

=, Г Ц

(12)

Фо =-

8-г' 180

(13)

п

где £, - тангенс угла наклона зависимости (12) на падающем участке.

Вывод формулы (13) основан также на предположении о том, что разрушение развивается при нагрузке, соответствующей предельной несущей способности нетто-сечения образца, и тогда

йР 2Р

— =--. (14)

йа (Ж - а)

Рассматривая поворот образца вокруг центра, находящегося на расстоянии от вершины трещины г'(Ж-а), с учетом геометрической формы задачи получим

¿5

4йв__

5 г'(Ж-а) .

(16)

Из уравнений (15) и (16) получаем дифферен циальное уравнение

йР_ 8г'¿в

Р "" 5-Фо ,

(17)

интегрируя которое получим соотношение, соответствующее выражению (12):

1п

( р \

Р

V тах у

8г' Г в-а

Фо

5

(18)

Определяя величину СТОА через работу разрушения образца для DWTT - Ар, принимаем dAp=P(a)dQ. Используя формулу (17), получим

¿л =■

5-ф-йР 8г ' '

(19)

где Р, Ртах - соответственно текущая и максимальная нагрузка при испытаниях; Q - текущее перемещение по линии действия силы; Qmаx - перемещение по линии действия силы, соответствующее максимуму нагрузки; S - расстояние между опорами.

Предполагают, что достижение значений Ртах соответствует старту трещины, после достижения Ртах экспериментально наблюдается линейный падающий участок. Согласно работе [18], значение СТОА (фс) может быть определено из линейной аппроксимации зависимости (12) по формуле

Нагрузка, соответствующая предельной несущей способности, равна

Р=пъа 2 (Ж - а)2 г/5,

(20)

где п - коэффициент, равный 1,0 для плоского напряженного состояния и достигающий 1,3-1,4 для условий плоской деформации.

Из уравнений (19) и (20) получим Мр_=п _Фо-Оо.2(Ж - а)г

(21)

йа

4г '

а1 йа

А = 1 (Ж - а)-г 'Фо 'О 0,2 ' — = ао 4Г

п

=[(Ж - ^)2-(Ж - а )2]-—г-Фо-О0

8г

(22)

Принимая согласно исследованиям работы [17] г'=0,52 и считая, что полная работа разрушения соответствует W=ak и п=1,35 (по результатам статических испытаний), получим

2,181

т

2

Таблица 2

Результаты определения СТОА

Температура испытания, °С Ар, Дж Ф,град (по формуле (23)) Ф, град, по статическим испытаниям

визуально на поверхности инструментально по формуле (13) по шлифу в середине толщины

+20 10410 25 23 17 12,5

-20 10710 23 17 11 -

-40 5300 11,5 - - -

-60 2530 5,4 - - -

г п 180 3,08-103 - Ар Фо [град]=----р

п (Ж-^)2 г-О0

(23)

Таким образом, получена формула, аналогичная соотношению (8), где параметр Sc заменен отношением Ap/[(W-a0)2t] с увеличенным числовым коэффициентом.

В табл. 2 представлены значения СТОА, полученные по формуле (23), и значения Ар образцов для DWTT с хрупкой наплавкой (с учетом повышения предела текучести со снижением температуры) в сопоставлении с данными, полученными при статическом нагруже-нии того же металла [17].

При полностью вязком разрушении (+20°С) различия результатов статических и динамических испытаний невелики и могут быть объяснены различием статического и динамического пределов текучести (расчет СТОА при подстановке значений от в формулу приводит к снижению оценки). Снижение значений СТОА при температуре -20°С при статическом нагру-жении связано в работе [17] с увеличением протяженности расщеплений, тогда как при динамическом нагружении этот эффект не проявился, возможно, из-за разогрева металла в вершине трещины, движущейся по вязкому механизму.

В целом можно заключить, что корреляция значений СТОА с результатами испытаний образцов для DWTT с хрупкой наплавкой выглядит достаточно достоверной. Преимуществом динамических испытаний является меньшая трудоемкость, особенно при низких температурах испытаний, и большая близость к условиям деформирования металла в вершине быстро распространяющейся трещины. Но приходится констатировать, что критерий качества металла по СТОА (фс) до настоящего времени является предметом обсуждения. В результате численных экспериментов получено [19], что давление торможения трещины в трубопроводе Рторм

значительно возрастает при росте значений фс до 10 град и гораздо менее - при его дальнейшем увеличении. Приемлемое значение фс должно составлять 15-20 град [19].

Для рассмотренных ранее в качестве примера исходных данных и фс=17 град работа распространения трещины Ар по формуле (23) составит 7600 Дж. Принимая по данным авторов Аз=5400 Дж, получим £р=13000 Дж, что вполне согласуется с данными работы [19].

Выводы

1. Практика традиционной оценки металла аттестуемых труб по виду излома «волокно/ кристалл» образцов для DWTT сталкивается с большими проблемами при испытаниях современных высокопрочных сталей, произведенных с помощью методов ТМО, особенно для больших толщин. При фрактографических исследованиях регистрируются многообразные типы изломов, включая транскристаллитное вязкое разрушение низкой энергетики и квазискол, а вязкохрупкий переход оказывается размытым. Поэтому желателен переход к количественной оценке по величине работы разрушения образца.

2. Для определения работы, затрачиваемой на распространение разрушения, освоен метод, основанный на лазерной регистрации мгновенного ускорения перемещения груза образцов с хрупкой наплавкой, сводящих к минимуму затрату работы на зарождение трещины.

3. Прямое нормирование работы разрушения образца для DWTT к настоящему времени не поддерживается достаточно обоснованными теоретическими положениями. Перспективна связь этой величины с углом раскрытия вершины трещины СТОА - характеристикой сопротивления материала распространению разрушения. Получена прямая пропорциональная зависимость, связывающая СТОА и работу распространения разрушения образца для DWTT.

ЛИТЕРАТУРА

1. API RP 5L3. Drop-Weight Tear Tests on Line Pipe. 4th ed. August 2014. 20 p.

2. BS EN 10274: 1999 Materials with metallic properties. Drop weight tear test. 10 p.

3. ГОСТ 30456-97. Металлопродукция. Прокат листовой и трубы стальные. Методы испытания на ударный изгиб. M.: Изд-во стандартов, 2002. 11 с.

4. API 5L. Specification for Line Pipe. 45th edition. July, 2013. 192 p.

5. ISO 3183:2012. Petroleum and natural gas industries -Steel pipe for pipeline transportation systems. 179 p.

6. ГОСТ ISO 3183-2015. Трубы стальные для трубопроводов нефтяной и газовой промышленности. Общие технические условия. М.: Стандартинформ, 2015. 157 с.

7. Holmes B., Priest A.H., Walker E.F. Prediction of Linepipe Fracture Behaviour from Laboratory Tests // Int. J. of Pressure Vessels and Piping. 1983. No. 12. P. 1-27.

8. Larionov A.V., Ilyin A.V. Application of DWT-test for determination of resistance to brittle and ductile fracture of hull steels // Proceedings of the 6th International Conference NSN-2011 (June 30-July 1, 2011). St.-Petersburg, 2011. Paper sA-08.

9. Правила классификации и постройки морских подводных трубопроводов: НД №2-020301-004. Российский морской регистр судоходства, 2016. 178 c.

10. Hasenhutl A., Erdelen-Peppler M., Kalwa C. Understanding inverse fracture - comparison between laboratory BDWT and partial gas test // 3R International. Technical journal for piping system integrity and efficiency. 2016. Special 01. P. 18-22.

11. Hwang B. et al. Analysis of abnormal fracture occurring during drop-weight tear test of high-toughness line-pipe steel // Materials Science and Engineering: A. 2004. Vol. 368. P. 18-27.

12. Саугеруд О.Т., Фридхейм С. Испытания трубопро-

вода Бованенково-Ухта на остановку лавинного разрушения: вопросы и уроки // Наука и техника в газовой промышленности. 2009. №1. С. 35-41.

13. Кнауф Г., Деморфонти Д. Подход группы EPRG по предотвращению протяженного вязкого разрушения в газопроводных трубах // Наука и техника в газовой промышленности. 2009. №1. С. 10-16.

14. Sang Yong Shin et al. Effects of Notch Shape and Specimen Thickness on Drop-Weight Tear Test Properties of API X70 and X80 Line-Pipe Steels // Metallurgical And Materials Transactions A. 2007. Vol. 38A. P. 537-551.

15. Ryota Higuchi, Hiroyuki Makino, Izumi Takeuchi. New Concept and Test Method on Running Ductile Fracture Arrest for High Pressure Gas Pipeline // Proc. Pipeline Technology Conference. Ostend, 2009. Paper No. 008.

16. O'Donoghue P.E., Kanninen M.F., Leung C.P., Demo-fonti G. The development and validation of a dynamic fracture propagation model for gas transmission pipelines // Int. J. Pressure Vessels and Piping. 1997. No. 70. P. 11-25.

17. Виноградов О.П., Гусев М.А., Ильин А.В. Разработка методики определения критического угла раскрытия трещины CTOA как характеристики сопротивления магистральному вязкому разрушению металла трубопроводов // Вопросы материаловедения. 2012. №2. С. 150-160.

18. Xu S., Eagleson R., Tyson W.R., Park D.-Y. Crack tunneling and crack tip opening angle in drop-weight tear test specimens // Int. J. Fracture. 2011. Vol. 172. P. 105-112.

19. Ben Amara M., Pluvinage G., Capelle J., Azari Z. Crack tip opening angle as a fracture resistance parameter to describe ductile crack extension and arrest in steel pipes under service pressure // Physical Mesomecha-nics. 2015. Vol. 18. No. 4. P. 335-369.