CC BY
25
УДК 621.774.21:620.17:620.18:539.3
Особенности характера разрушения и структуры металла зоны сплавления сварных швов труб магистральных газопроводов при испытаниях на определение величины 0Т00
И.П. Шабалов1, П.П. Степанов2, С.А. Чегуров2, В.Я. Великоднев3, С.Ю. Настич4*, В.С. Каленский5
1 Ассоциация производителей труб, Российская Федерация, 119590, г. Москва, ул. Улофа Пальме, д. 1
2 АО «Выксунский металлургический завод», Российская Федерация, 607060, Нижегородская обл., г. Выкса, ул. Братьев Баташевых, д. 45
3 ООО «Центр ЭТСИ», Российская Федерация, 109240, г. Москва, ул. Яузская, д. 8, стр. 2, офис 22, этаж 1
4 ООО «Газпром ВНИИГАЗ», Российская Федерация, 142717, Московская обл., Ленинский р-н, пос. Развилка, Проектируемый пр-д № 5537, вл. 15, стр. 1
5 АО «МОСГАЗ», Российская Федерация, 105120, Москва, Мрузовский пер., д. 11, стр. 1 * E-mail: S_Nastich@vniigaz.gazprom.ru
Тезисы. Применительно к трубам большого диаметра (ТБД) зона сплавления (ЗС) является участком с наиболее сложной структурой металла. Металл ЗС имеет пониженные характеристики вязкости и трещиностойкости по сравнению с основным металлом и металлом сварного шва труб. Спецификациями на поставку ТБД в ряде случаев предусмотрено испытание металла ЗС труб на определение значения критического раскрытия в вершине трещины (CTOD) трехточечным изгибом на образцах с надрезом по толщине (ориентация N-P, согласно стандарту ISO 15653) и захватом «50 % металл шва + 50 % зона термического влияния (ЗТВ)».
Проведено исследование характера разрушения и структуры металла на фронте усталостной трещины образцов CTOD из ЗС труб размером 01420*25,8 мм класса прочности К60 разного исполнения. Определено фактическое смещение фронта усталостной трещины относительно заданного для надреза положения. Получены характеристики развития трещины в образцах из ЗС с различным уровнем трещиностойкости, в том числе максимальная длина распространения усталостной трещины и длина участка с вязким характером разрушения. Выявлены особенности структуры металла на фронте трещины в зависимости от легирования основного металла трубы и уровня полученных значений CTOD. Проведено сравнение положения надреза и участков металла в разных структурных состояниях в образцах KCV (испытания на ударный изгиб), отбираемых вблизи поверхности, и пол-нотолщинных образцах CTOD из ЗС сварных соединений ТБД.
Проведено численное моделирование зарождения и распространения трещины для металла ТБД с применением программного комплекса Ansys. В результате расчетов исследованы зависимости распределения коэффициента интенсивности напряжений в вершине трещины и сценарии развития трещины при разных раскрытиях образцов. Использованная методика испытаний на CTOD для ЗС труб имеет специфические особенности: сложность нормирования расположения фронта усталостной трещины относительно участков металла с существенно различающейся структурой (участки ЗТВ и основной металл между швами) и неоднородность профиля фронта трещины при ее развитии после страгивания.
Ключевые слова:
трубы большого
диаметра,
зона сплавления,
трещиностойкость
(вязкость
разрушения),
микроструктура,
бейнит,
численное
моделирование,
коэффициент
интенсивности
напряжений (КИН),
эквивалентные
напряжения.
Изучение и прогнозирование процессов зарождения и распространения трещины в металле труб большого диаметра (ТБД) - важнейший аспект обеспечения надежной работы магистральных газопроводов. Участком ТБД, имеющим самые низкие и нестабильные значения вязкости металла, является зона сплавления (ЗС) продольного сварного соединения, захватывающая участки зоны термического влияния (ЗТВ) и сварного шва, прилегающие к линии сплавления (ЛС) [1]. Для труб со стенками большой толщины возможно снижение ударной вязкости и трещиностойкости металла ЗС в связи с формированием в зонах крупного зерна и межкритического нагрева ЗТВ неблагоприятной структуры металла, содержащей грубый гранулярный
бейнит и МА-составляющую (мартенсит -остаточный аустенит), а также карбиды и неметаллические включения [2-6].
Испытания на трещиностойкость (вязкость разрушения) позволяют с позиции механики разрушения оценить сопротивляемость участка металла развитию заранее нанесенной усталостной трещины как острого концентратора до того, как начнется ее нестабильное развитие [7]. При испытаниях могут быть определены следующие показатели: критическое раскрытие в вершине трещины CTOD (англ. crack tip opening displacement) -обычно обозначается через 5 (стадии: 5С -хрупкий излом на первоначальном приложении нагрузки, 5u - хрупкий излом после медленного (вязкого) роста трещины, 5m - медленный (вязкий) рост трещины до разрушения образца при максимальной нагрузке в условиях стабильного роста трещины), J-интеграл (Je), а также коэффициенты интенсивности напряжений (КИН) Ke (критический КИН при плоской деформации) и KIe (критический КИН 1-й (I) моды деформаций). Перечисленные показатели взаимозависимы [8]. Развитие испытаний на трещи-ностойкость, влияние вида нагружения (изгибом или растяжением), типы образцов представлены, в частности, в работах С.-К. Чжу и М.И. Антонова и др. [8, 9].
Значение CTOD, или 5, определяется как величина раскрытия кончика усталостной трещины (или расстояние между берегами трещины, которые должны быть разведены), которого необходимо достигнуть перед тем, как начнется нестабильное распространение трещины. Результатом испытаний является минимальное значение в серии из трех или шести испытаний (образцов) согласно требованиям спецификации. Результаты испытаний на CTOD существенно зависят от таких факторов, как стесненность деформации металла при нагружении и структурное состояние металла в зоне начала разрушения [7-9].
Применительно к ТБД испытания на трещиностойкость с определением показателя CTOD проводят как наиболее соответствующие картине напряженно-деформированного состояния (НДС) трубы. Некоторые спецификации на поставку ТБД предусматривают испытание основного металла (ОМ) труб по стандарту BS 7448-1, а также металла по центру сварного шва (ЦШ) и металла по ЗС по стандарту
BS EN ISO 15653; либо металл труб испытывают по ГОСТ 25.506-85.
С целью выявления взаимосвязи характера разрушения и получаемых значений CTOD со структурным состоянием металла для ЗС продольного сварного соединения ТБД проведены испытания на трещиностойкость на полнотол-щинных образцах со сквозным надрезом. По результатам исследований планировалось оценить применимость результатов испытаний на CTOD как сдаточных для трубной продукции.
Материалы и методики исследований
Испытания с определением величины CTOD при температуре испытаний1 минус 20 °С (CTOD-20) проводили на материале металла пря-мошовных одношовных труб класса прочности К60 размером 01420*25,8 мм, изготовленных по серийной технологии в разном исполнении (далее они обозначены как К60-1 и К60-2). Сталь для трубы К60-1 имела базовую композицию легирования 0,07 % C - 1,65 % Mn - Nb -Ti - V, а сталь для трубы К60-2 помимо этого содержала добавку Ni+Cu. Прокат для изготовления труб произведен на стане 5000 по технологии термомеханической обработки. Сварные швы труб выполнялись двухсторонней сваркой с Х-образной разделкой.
Испытания металла ЗС сварных соединений труб для определения CTOD-20 проводили по BS EN ISO 15653 нагружением трехточечным изгибом на поперечных полнотолщинных образцах SENB (англ. single edge notched bend -надрез с одного края, изгиб) со сквозным надрезом (ориентации N-P), захватывающим 50 % металла шва и 50 % ЗТВ. Результатом являлось минимальное значение из шести в серии.
Макро- и микроструктуру металла исследовали средствами оптической и сканирующей электронной (СЭМ) микроскопии. Численное моделирование зарождения и распространения трещины выполнялось в программной среде Ansys.
Результаты испытаний, фрактографических и структурных исследований
Механические свойства ОМ и сварных соединений труб (таблица) удовлетворяли
Здесь и далее надстрочные индексы показателей трещиностойкости указывают на температуру испытаний.
Механические свойства ОМ труб при испытаниях на растяжение (плоские образцы по ГОСТ 1497-84, тип I)
Направление образца Временное Условный предел Относительное Относительное
Тип трубы сопротивление ав, Н/мм2 текучести аП05, Н/мм2 °П0,5/ав удлинение после разрыва 65, % равномерное удлинение 5р, %
К60-1 Поперек 625 530 0,85 23 7,9
Вдоль 590 510 0,86 25,5 8,7
К60-2 Поперек 660 515 0,78 25,5 11
Вдоль 630 485 0,77 28 11,8
Требования СТО Газпром 2-4.1-713-2013
Категория D, Поперек 590.710 > 485 0,90 20 -
К60 Вдоль 560.710 > 485 0,90 20 -
Примечание: указаны средние значения по результатам испытаний двух образцов.
требованиям СТО Газпром 2-4.1-713-20132 на трубы категории Б класса прочности К60 (на рабочее давление до 10,0 МПа включительно). Ударная вязкость ОМ обеих труб имела высокие значения на образцах с острым надрезом: КСУ-20 > 300 Дж/см2 и КСУ-40 > 260...300 Дж/см2. Количество вязкой составляющей (В) в изломе образцов при испытаниях падающим грузом (ИПГ) соответствовало требованиям, а именно: В(ИПГ-20) = 90.100 %. ОМ труб имел высокие значения СТОБ-20 - до 1,00 мм.
Сварное соединение обеих труб имело требуемую прочность (не ниже нормируемого значения для ОМ), разрушение проходило по ОМ. Металл 11111 имел высокую и стабильную ударную вязкость КСУ-40 = 170.220 Дж/см2, а также достаточно высокие и стабильные значения СТОБ-20 ~ 0,40.0,50 мм. Ударная вязкость ЗС трубы К60-1 имела более низкие значения (КСУ-40 = 50.60 Дж/см2) по сравнению с трубой К60-2 (КСУ-40 = 120.130 Дж/см2), что объясняется наличием добавки №+Си в стали трубы К60-2. При этом также различался уровень трещиностойкости металла ЗС труб: среднее значение СТОБ-20 для трубы К60-1 составило 0,23 мм, а для трубы К60-2 - 0,72 мм. В дальнейших исследованиях использовали образцы из ЗС труб с наиболее низким и наиболее высоким уровнями трещиностойкости.
Фрактографическое исследование изломов образцов СТОБ из ЗС (после доламывания) показало, что характер разрушения принципиально различается для случаев низкой и высокой трещиностойкости (рис. 1). При низком уровне трещиностойкости излом имел полностью
2 СТО Газпром 2-4.1-713-2013. Технические требования к трубам и соединительным деталям (с изменениями № 1 и № 2). - М.: Газпром экспо, 2014. - 152 с.
хрупкое начало разрушения - без вязкого участка под фронтом усталостной трещины (см. рис. 1а,б). При высоком уровне трещино-стойкости излом в зоне страгивания трещины имел участок вязкого разрушения протяженностью примерно от 0,15 до 2,0.2,5 мм с мелкими ямками (см. рис. 1в,г). Повышенные значения CTOD получены при большей протяженности вязкого участка. В образцах ЗС обеих труб при низком и высоком уровнях трещино-стойкости дальнейшее распространение трещины проходило по хрупкому механизму с фасетками скола.
Распространение трещины при испытаниях до момента «скачка» и разгрузки проходит на изломе в пределах участка, имеющего вид «ногтя». Максимальная длина распространения трещины по BS EN ISO 15653 обозначается как Дарор, в данной работе она принята как Дамакс. Длина вязкого участка на участке распространения усталостной трещины обозначена как £вязк. В результате изучения изломов образцов (серии из шести образцов для каждой трубы) получены зависимости значений CTOD-20 (рис. 2) от ДамаКс (см. рис. 2а) и 4Жк (см. рис. 2б).
Представленные зависимости показывают, что для рассматриваемого металл ЗС труб превышение значениями CTOD-20 минимального уровня примерно на 0,1 мм происходит при Дамакс ~ 1,0 мм и ¿вязк ~ 0,1 мм. При расширении вязкого участка практически до Дамакс имеют место весьма высокие значения CTOD-20. «Удовлетворительные» значения CTOD-20 > 0,20 мм могут быть получены в случае страгивания трещины по вязкому механизму разрушения на участке длиной не менее 0,1 мм.
Рис. 1. Внешний вид (а, в) и СЭМ-фрактография (б - х100; г - х30) изломов образцов CTOD из ЗС труб класса прочности К60 со стенками толщиной 25,8 мм: а, б - низкая трещиностойкость; в, г - высокая трещиностойкость
S 1,2
S
§1,0
н О
0,8 0,6 0,4 0,2 0
/ < о )
о
/ о
о
/О -•* п О
S 1,2
S
Ь 1,0
н О
0,8 0,6 0,4 0,2
0
о / °
о/
tf п
/8
:
) .........Ъ"
0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0
Да , мм
о макс'
10-
10-:
Труба: ОК60-1 ОК60-2
10-
100
101
L , мм
вязк'
Рис. 2. Зависимость значений CTOD-20 образцов ЗС труб от параметров излома Аамакс (а) и £вязк (б) вблизи фронта усталостной трещины
Положение надреза на образце CTOD контролируется по соотношению в сечении образца отрезков швов (a1 и a3) и ЗТВ (a2). Требование «50 % металла шва + 50 % ЗТВ» выполняется при a1 + a3 = a2 (рис. 3).
Точность позиционирования фронта усталостной трещины определяли на металлографических шлифах, которые располагались в плоскости, перпендикулярной поверхности разрушения, за вершиной усталостной трещины в пределах 2 мм от фронта в месте максимальной длины предварительной усталостной трещины (требования BS EN ISO 15653:2018). Отклонение соотношения длин a1 + a3 = a2 составило -0,1...+1,7 мм (< 5.6 % толщины 24,6.25,3-миллиметрового образца), т.е. было весьма незначительным. Смещение фронта
усталостной трещины в сторону швов или ОМ оценено (путем геометрических построений) как ~ 0,1.0,45 мм. (Отклонение трещины для данного расположения надреза по ЗС сварных соединений в стандарте не оговаривается.)
Исследование твердости методом Виккерса с нагрузкой 0,5 кгс (ИУ0,5; по ГОСТ Р ИСО 6507-1-2007) вдоль фронта трещины показало, что для случая низкой трещиностойкости участки ЗТВ с повышенной твердостью располагаются ближе к центру зоны между сварными швами по сравнению со случаем высокой трещиностойкости (рис. 4). В случае образца с высокой трещиностойкостью в зоне посередине между сварными швами находится более широкая область металла с однородным уровнем твердости. Участок металла посередине
Надрез образца KCV, 50 % металл шва + 50 % ЗТВ
Образец KCV вблизи поверхности металла
Зона крупного зерна ЗТВ Зона мелкого зерна ЗТВ Зона межкритического нагрева ЗТВ Зона субкритического нагрева ЗТВ
Надрез образца CTOD - сквозной N-P, 50 % металл шва + 50 % ЗТВ
Образец CTOD типа SENB в полную толщину металла
Рис. 3. Схема расположения в ЗС сварных соединений ТБД образцов КСУ и СТОЮ типа 8ЕКБ с положением надреза «50 % металл шва + 50 % ЗТВ»
> х
о
«
ft U
£
. 230
220
210
200
190
180
-10
-6
-4
Значение CTOD-20: — низкое — высокое
0 2 4 6 8 10
Расстояние от центра межшовной зоны, мм
Рис. 4. Твердость ИУ0,5 в СТОЮ-образцах ЗС труб вдоль линии фронта трещины № 2 (44) / 2020
между швами с твердостью ~ 200 ИУ05 соответствует зонам субкритического нагрева ЗТВ со структурой рекристаллизованного феррита, а при большей ширине - также ОМ трубы, подвергнутому отпуску (от сварочного цикла).
Структурные исследования показали, что на фронте трещины в зоне посередине между сварными швами структура металла может быть разной (рис. 5). В этом месте металл образцов с низким уровнем СТОБ имел структуру зоны субкритического нагрева ЗТВ, которая состояла из рекристаллизованных зерен феррита, а также мелких участков перлита, бейни-та и выделений карбидов (см. рис. 5а). В свою очередь, металл образцов с высоким уровнем СТОБ в этом месте имел структуру ОМ после отпуска, отличающуюся общей ориентированностью, ферритной матрицей с полосами бей-нита, а также выделениями карбидов на границах и в теле зерен (см. рис. 5б). При этом важно, что по результатам исследований, выполненных методами электронной микроскопии, структура участка ОМ благодаря отпуску не содержит МА-составляющей и протяженных выделений цементита, наличие которых приводит к снижению вязкостных свойств металла.
Структура металла зон межкритического нагрева и крупного зерна ЗТВ сварных швов на фронте трещины имела характерные особенности, влияющие на вязкость. В структуре зоны межкритического нагрева ЗТВ наблюдались островки МА-составляющей (размером ~ 1,7.2,5 мкм), которые могут приводить к снижению вязкости металла. Количество выделений МА-составляющей и цементит-содержащих продуктов было оценено как
6,2.7,3 % во всех случаях. Зона крупного зерна ЗТВ имела структуру из реечного (РБ) и гранулярного (ГБ) бейнита, при этом для трубы К60-1 соотношение РБ/ГБ оценено как ~ 55/45, а для трубы К60-2 - как ~ 65/35 (без учета доли МА-составляющей и цементит-содержащих продуктов). Несколько большая доля РБ более дисперсного строения по сравнению с ГБ позволила получить для металла ЗС трубы К60-2 более высокие значения трещиностой-кости и ударной вязкости по сравнению с трубой К60-1.
Для обеих труб металлы образцов как с низкой, так и с высокой трещиностойкостью в зонах межкритического нагрева (рис. 6, см. а-в) и крупного зерна ЗТВ (см. рис. 6г-е) имели схожую структуру. В структуре металла ЗТВ образцов из одной серии (от конкретной трубы) не выявлено существенных различий, которые могли бы объяснить большую разницу в уровне СТОБ.
Полученные результаты свидетельствуют, что при небольших отклонениях в положении фронта усталостной трещины может быть получен как низкий, так и высокий уровень трещиностойкости металла ЗС труб. При этом получение низкого или высокого значения СТОБ определяется характером разрушения при страгивании усталостной трещины соответственно без вязкого участка или с вязким участком незначительного размера (до 0,1 мм) либо с протяженным участком вязкого разрушения (до 2.2,5 мм). Наличие для образцов из одной серии существенного разброса уровня трещиностойкости при весьма малом смещении фронта трещины позволяет
Рис. 5. Микростуруктура металла в образце СТОЮ типа 8ЕКБ, вырезанного из ЗС сварного соединения трубы К60-2 (01420x25,8 мм), на фронте усталостной трещины посередине между сварными швами, х400: а - низкая трещиностойкость; б - высокая трещиностойкость
Рис. 6. Структура металла на фронте трещины в областях межкритического нагрева (а, б, в) и крупного зерна (г, д, е) ЗТВ в СТОБ-образцах с низкой (а, г) и высокой (б, в, д, е) трещиностойкостью, вырезанных из ЗС трубы К60-2: а, б, г, д - оптическая микроскопия, х400; в, е - СЭМ, х2000
заключить, что в зоне распространения трещины располагается металл в разных структурных состояниях. Особенности структурного состояния характерных зон ЗТВ, таких как зоны межкритического нагрева и крупного зерна, имеющие в структуре неблагоприятные для вязкости металла структурные составляющие (МА-составляющую, цементит, гранулярный бейнит), влияют на общий уровень ударной вязкости и трещиностойкости. Однако в рассматриваемых полнотолщинных образцах СТОБ эти зоны ЗТВ располагаются на некотором удалении от зоны посередине
между швами как места наибольших деформаций в сечении образца. Основной металл труб в исходном состоянии имеет высокие значения СТОБ, а в состоянии после отпуска структура ОМ не содержит МА-составляющей и протяженных выделений цементита, что позволяет прогнозировать для ОМ после отпуска также высокие значения СТОБ.
Поэтому существенное влияние на характер разрушения и получаемые значения СТОБ помимо отличительных особенностей структуры металла ЗТВ также оказывает структура металла в зоне посередине между швами, где
1 ' III1
i / i / / А/у 1 / л( JОу АХЛ
/// /
/ х \
i y^vYs s V" \ \ , \
i \ i \ \лд\
\\\
1 \ \\ \
Наружный шов ЗТВ наружного шва ОМ
Участок ЗТВ (+ОМ) между швами
Надрез образца СТОБ ЗТВ внутреннего шва Внутренний шов
Рис. 7. Участок между надрезом и зоной переплавления швов в сечении образца СТОЮ типа 8ЕКБ (увеличенный участок схемы на рис. 3)
может находиться либо только металл ЗТВ, либо также участок ОМ трубы, подвернутого отпуску (рис. 7). В случае отсутствия в этой зоне образца на фронте трещины ОМ трубы разрушение начинается практически полностью по хрупкому механизму, при этом получают низкие значения СТОБ. При наличии на фронте трещины участка ОМ помимо металла ЗТВ страги-вание трещины происходит по вязкому механизму (с последующим хрупким разрушением на этапе распространения трещины), а значения СТОБ оказываются весьма высокими.
Для ЗС сварных соединений ТБД проведено сравнение положения надреза и участков металла в разных структурных состояниях в образцах для испытаний на ударный изгиб с У-образным надрезом (КСУ), отбираемых вблизи поверхности, и полнотолщинных образцах СТОБ типа 8БКВ (см. рис. 2 и рис. 7).
В образце КСУ надрез пересекает ЛС любого из швов только один раз, благодаря чему достигается позиционирование надреза и места наибольших деформаций в непосредственной близости от зоны крупного зерна ЗТВ, прилегающей к ЛС, а также зоны межкритического нагрева. Результаты испытаний показывают свойства ЗС для металла с наиболее неблагоприятной структурой.
В полнотолщинном образце СТОБ надрез пересекает две ЛС, вследствие чего в месте наибольших деформаций посередине сечения образца при разной форме ЛС швов могут располагаться металл разных зон ЗТВ,
а также участок ОМ трубы. При этом зоны крупного зерна и межкритического нагрева оказываются на некотором расстоянии от места страгивания трещины. Фактически, результаты испытаний показывают некие обобщенные свойства металла в разных участках ЗС сварного соединения. При этом для образцов из одной серии значения CTOD могут существенно различаться из-за незначительного изменения формы ЛС швов или малого смещения фронта трещины.
В стандарте BS EN ISO 15653:2018 дан пример расположения надреза для образца из ЗС со сквозным надрезом (ориентация N-P) и пересечением ЛС и надреза в середине образца по толщине (что соответствует 50 % металла шва и 50 % ЗТВ) для одностороннего сварного соединения с разделкой в форме V (рис. 8), но не для двухстороннего сварного соединения с X-образной разделкой. Этим обеспечивается расположение фронта трещины в зонах со структурой, являющейся наиболее неблагоприятной для вязкости металла.
При оценке трещиностойкости металла ЗС труб важно учитывать, что значения CTOD на образцах SENB для металла отдельных участков ЗТВ сварных соединений могут быть достаточно низкими. Например, для низкоуглеродистой стали S500...S550 ([C] < 0,07 %, добавки Ni, Mo, Cu в разных количествах) металл характерных зон ЗТВ, полученных имитацией сварочных циклов, при испытаниях показал минимальные значения CTOD-20 - от 0,04
до 0,24 мм (средние - 0,16...0,31 мм; максимальные - 0,25.0,41 мм) [10].
Возможным направлением совершенствования методики испытаний на СТОБ применительно к продольным двухсторонним сварным швам ТБД является использование образцов типа 8БКВ со сквозным надрезом (М-Р) в положении «50 %металл шва + 50 % ЗТВ», но содержащих ЛС только одного шва
— ЛС
— разрез
Рис. 8. Схема расположения надреза на образце сварного соединения для случая образца со сквозным надрезом и пересечением ЛС и надреза посредине размера В по стандарту BS EN ISO 15653: B - толщина образца
Рис. 9. Профиль модели фронта трещины для трех образцов из одной серии с остаточными площадями, мм2: а - 578,91; б - 665,34; в - 636,49
(наружного или внутреннего). Образцы располагаются в половине сечения стенки трубы по толщине, подобно образцам КСУ, однако масштабируются, как и предусмотрено стандартами на испытания. Страгивание усталостной трещины начинается у ЛС в зонах крупного зерна и межкритического нагрева ЗТВ, имеющих наиболее неблагоприятную структуру. Этим обеспечивается оценка трещино-стойкости именно металла вблизи ЛС. Однако для применения образцов существенно более тонких, чем стенка трубы, требуется корректировка правил испытаний.
Численное моделирование зарождения и распространения трещины в металле
С целью выявления особенностей зарождения и развития трещины в образцах СТОБ типа 8БКВ при испытаниях проводили численное моделирование с использованием программного пакета АшуБ. На первом этапе моделирования выявляли влияние конфигурации фронта усталостной трещины на значение КИН К1 [11-13]. Затем исследовали сценарий распространения трещины в образцах. Геометрические модели образцов и граничные условия соответствовали ранее проведенным испытаниям реальных образцов.
Исследование изломов позволило выявить, что каждый образец имеет отличные от других
¿3 550
530
£ «
х
510
490
470
450
430
3 4 5 6 7 8 9 Пластическая деформация, %
Рис. 10. Диаграмма деформирования для упругопластической модели материала:
Т = -20 °С; Е = 185 ГПа - модуль упругости 1-го рода; с0>2 = 438 МПа - условный предел текучести; св = 530 МПа
конфигурацию (геометрию) фронта трещины и остаточную рабочую площадь. Различия в остаточной рабочей площади обусловливают различия в НДС образцов при равных кинематических нагрузках. В качестве примера на рис. 9 показаны профили модели фронта трещины для трех образцов из одной серии с разными остаточными площадями (от 578,91 до 665,34 мм2).
Упругопластическую модель материала получили путем усреднения (полигональной аппроксимацией) фактических истинных диаграмм деформирования стали К60, в свойства авторами внесена поправка для температуры испытаний до T = -20 °С на основании собственных исследований. Истинная диаграмма деформирования материала показана на рис. 10.
Задача роста трещины решалась с применением модели материала когезионной зоны (англ. cohesive zone material model) на основе разделения элементов с учетом нормального
напряжения разрушения и критической энергии нормального разделения в вершине трещины [14]. Нагружение при численном моделировании соответствовало условиям проведения испытаний в части нагружения трехточечным изгибом, использования валиков в качестве опор и пуансона, перемещения центрального валика и неподвижности опор. Задача является кинематической, так как перемещение пуансона задается, а узлы конечно-элементной сетки в местах опор не перемещаются. Нагружение образца проходит через контактную задачу с трением, коэффициент трения принят равным 0,3.
Определение параметра КИН проводили с использованием квадратичных изопарамет-рических элементов, сдвинутых к фронту трещины [11] и имеющих особенности на фронте трещины. Размер ребра элемента при расчете подбирали таким, чтобы его изменение не влияло на результат, т.е. достигалась сходимость решения задачи по сетке.
0 300
я
И 250 ^ 200 150 100 50
2500 2000 1500 1000 500 0
<S
0,005 0,010 0,015 0,020 0,025 0,030 б Координата по толщине образца, м
0,005 0,010 0,015 0,020 0,025 0,030 в Координата по толщине образца, м
Рис. 11. Зависимость КИН от геометрии трещины при раскрытии образца: схема (а, цветом показаны разные уровни параметра КИН); А = 0,4 мм (б); А = 2,0 мм (в)
а
0
0
а б в г
Рис. 12. Этапы развития трещины в образце из ЗС трубы класса прочности К60 со стенкой толщиной 25,8 мм: исходное состояние (а); А = 2,63 мм (б); А = 5,72 мм (в); А = 12,35 мм (г). Цветовая индикация характеризует принцип взаимодействия и (или) взаимного
расположения контактных поверхностей
Полученные распределения КИН в вершинах трещин трех образцов из одной серии при одинаковом раскрытии образцов Д = 0,4 мм и Д = 2,0 мм при условии наличия пластического течения в вершине трещины показаны на рис. 11.
Распределения КИН в вершинах трещин имеют пики, превышающие средние значения для каждой трещины в 1,5 раза и более. В то же время методически3 расчетная начальная длина трещины а0, по которой ведется расчет СТОБ, отличается от длин а 1 не более чем в 1,05 раза.
Таким образом, при испытаниях на СТОБ металла труб с использованием образцов типа 8БКВ не обеспечивается одинаковый характер развития трещины в образцах из одной серии, поскольку на фронте усталостной трещины возникают пики КИН выше среднего значения для каждой трещины в 1,5 раза и более при одинаковом значении Д (задаваемом в широких пределах - от 0,4 до 2,0 мм). Это связано с различиями в остаточной рабочей площади образца и конфигурации (геометрии) вершины трещины даже при одинаковых характеристиках металла в образцах, т.е. идентичность образцов не обеспечивается.
Получен сценарий роста трещины в образцах СТОБ в случае постоянного
Cm. ISO 12135:2016. Metallic materials - Unified method of test for the determination of quasistatic fracture toughness.
кинематического нагружения вплоть до разрушения (рис. 12).
Новый фронт трещины при ее развитии в первый момент стремится к полуэллиптическому виду. В начале зоны развития трещины совпадают с пиковыми расчетными значениями КИН, т.е. конфигурация фронта усталостной трещины является определяющей для дальнейшего ее развития.
Раскрытие испытанных образцов труб размером 01420*25,8 мм класса прочности К60 согласно диаграммам «сила - удлинение» составило Д = 4,2 мм. Результаты расчетов дают развитие трещины на глубину не более 15 % от остаточной части металла. Натурные результаты испытаний на СТОБ охватывают не более 7 % сечения всего образца, что не может являться показательным для работы всего сечения как единого целого.
Поэтому для корректной оценки критического раскрытия в вершине трещины с учетом полной толщины образца необходимо, чтобы натурные образцы имели полуэллиптический фронт усталостной трещины, при котором КИН равномерно распределен по длине трещины. В этом случае обеспечивается работа всего металла по толщине образца, а не только его локальных участков.
Результаты расчета распределения эквивалентных напряжений при различном уровне раскрытия образцов (от Д = 0,9 мм до Д = 13,03 мм) показали (рис. 13),
60 50 40 30 20 10 0
10
Образец:
I ^—
1
12
14
Д, мм
0,02 0,04
0,06 0,08 м
Напряжение, 108 Па
■ Сч1 Сч1 СО ^Г ^Г 1Л
Рис. 13. Зависимость силы нагружения пуансоном от величины раскрытия образцов (а) и картина НДС в образце № 1 при различных значениях б, мм: 2 (б); 4,5 (в); 9,7 (г); 13 (д)
а
б
в
г
д
0
что вне зависимости от величины раскрытия образца и подроста трещины напряженное состояние остаточной части образца имеет одинаковый уровень эквивалентных напряжений в зоне трещины даже при падении силы нагружения пуансоном.
Полученное сохранение НДС при распространении трещины свидетельствует о сохранении накопленной энергии нагружения в результате упругого изгиба самого образца и рабочей части испытательной машины. Схожую картину нагружения и сохранения внутренней энергии в металле при разрушении демонстрируют испытания на оценку ударной вязкости КСУ, а также гидравлические испытания труб. При этом гидравлические испытания исследуют работу металла по всей толщине стенки трубы, а совместно с испытаниями на ударную вязкость охватывают механику и характеристику разрушения, наблюдаемую при испытаниях на СТОБ. Это исключает необходимость проведения испытаний на СТОБ для гарантии работоспособности трубной продукции.
***
Характер разрушения образцов СТОБ при развитии усталостной трещины различается для случаев низкой и высокой трещиностой-кости: при полностью хрупком начале разрушения и малой длине распространения трещины Дамакс получают низкие значения СТОБ (~ 0,1 мм), а при наличии участка вязкого разрушения и большого значения Дамакс величина СТОБ существенно повышается (более 0,2 мм и примерно до 1,0 мм).
Наличие участка ОМ трубы на фронте трещины в зоне посередине между швами помимо металла ЗТВ является значимым фактором для характера разрушения и получаемых значений СТОБ в случае полнотолщинных образцов из ЗС. При наличии ОМ в этой зоне разрушение при страгивании трещины начинается как вязкое и наблюдаются высокие значения СТОБ. В случае присутствия там только металла ЗТВ разрушение хрупкое или с минимальным вязким участком, а значения СТОБ оказываются существенно ниже.
Особенности структуры зон межкритического нагрева и крупного зерна ЗТВ, имеющих
неблагоприятные для вязкости металла структурные составляющие, влияют на общий уровень ударной вязкости и трещиностойкости, но в полнотолщинном образце СТОБ из ЗС труб эти зоны расположены на удалении от фронта трещины.
В полнотолщинном образце СТОБ из ЗС труб надрез пересекает две ЛС швов, из-за чего не обеспечивается позиционирование надреза и места наибольших деформаций (в зоне посередине между швами) в непосредственной близости от участков ЗТВ с наиболее неблагоприятной структурой, в отличие от образца КСУ.
Характер развития фронта трещины в образцах СТОБ типа 8БКВ в целом уникален для каждого образца вследствие различий в форме фронта усталостной (подрощенной) трещины, наличия значительных пиков КИН выше среднего значения в 1,5 раза и более, различий в остаточной рабочей площади образца. Тем самым не обеспечена идентичность образцов.
Развитие трещины в образце СТОБ типа 8БКБ происходит на глубину не более 15 % от остаточной части металла, натурные результаты испытаний на СТОБ охватывают не более 7 % сечения образца и не могут экстраполироваться на работу всего сечения как единого целого.
Напряженное состояние остаточной части образца имеет одинаковый уровень эквивалентных напряжений в зоне трещины вне зависимости от величины раскрытия образца и подроста трещины. Испытания на СТОБ дают картину НДС металла, схожую с испытаниями на ударный изгиб (КСУ) и гидравлическими испытаниями труб.
Испытания металла ЗС труб на трещино-стойкость с определением величины СТОБ в рассматриваемом виде имеют в методике случайные и невоспроизводимые параметры, в том числе: конфигурацию фронта трещины, структурное состояние металла в месте стра-гивания усталостной трещины. Методика пригодна для сопоставления материалов и технологий, используемых в производстве ТБД. Однако ее применение для сдаточных испытаний трубной продукции представляется нецелесообразным.
Список литературы
1. Эфрон Л.И. Металловедение в «большой» металлургии. Трубные стали / Л.И. Эфрон. -М.: Металлургиздат, 2012. - 696 с.
2. Борцов А.Н. Особенности многоэлектродной сварки под слоем флюса при производстве высокопрочных толстостенных труб /
А.Н. Борцов, И.П. Шабалов, А.А. Величко и др. // Металлург. - 2013. - № 4. - С. 69-76.
3. Худяков А.О. Обеспечение трещиностойкости сварных соединений толстостенных труб большого диаметра класса прочности К60, К65 / А.О. Худяков, П. А. Данилкин // Вестник ЮУрГУ. Серия: Металлургия. - 2015. - Т. 15. -№ 1. - С. 96-102.
4. Li Y. Effect of morphology of martensite-austenite phase on fracture of the weld heat affected
zone in vanadium and niobium microalloyed steels / Y. Li, T.N. Baker // Materials Science and Technology. - 2010. - Т. 26. - № 9. -С. 1029-1040.
5. Yang Y. Fracture toughness of the materials
in welded joint of X80 pipeline steel / Y. Yang, L. Shi, Z. Xu et al. // Engineering Fracture Mechanics. - 2015. - № 148. - С. 337-349.
6. Зотов О.Г. Исследование причин снижения вязких характеристик образцов трубной стали при испытаниях на CTOD / О.Г. Зотов, Р.В. Сулягин, А.А. Кононов и др. // Научно-технические ведомости Санкт-Петербургского государственного политехнического университета. - 2014. - № 4 (207). - С. 156-165.
7. Moore P. CTOD and pipelines: the past, present, and future / P. Moore, H. Pisarski // The Journal of Pipeline Engineering. - 2013. - 3-й квартал. -С. 237-244.
8. Zhu X.-K. Review of fracture toughness test methods for ductile materials in low-constraint conditions / X.-K. Zhu // Int. J. of Pressure Vessels and Piping. - 2016. - № 139-140. - С. 173-183.
9. Антонов М.И. Особенности методики проведения механических испытаний по определению характеристик трещиностойкости сварных соединений
и трубных сталей, применяемых на объектах ПАО «Газпром» / М.И. Антонов, И.Ю. Пушева, Э.И. Мансырев и др. // Территория Нефтегаз. -2015. - № 8. - С. 68-74.
10. Lee S.G. Effects of Ni and Mn addition on critical crack tip opening displacement (CTOD) of weld-simulated heat-affected zones of three high-strength low-alloy (HSLA) steels / S.G. Lee, D.H. Lee, S.S. Sohn, et al. // Materials Science & Engineering A. Structural Materials: Properties, Microstructure and Processing. - 2017. - № 697. -С. 55-65.
11. Панасюк В .В. Основы механики разрушения материалов / В.В. Панасюк, А.Е. Андрейкив,
B.З. Партон. - Киев: Наукова Думка, 1988. -488 с.
12. Морозов Е.М. Ansys в руках инженера: механика разрушения / Е.М. Морозов,
М. Ю. Музеймнек, А. С. Шадский. - 2-е изд., испр. - М.: ЛЕНАНД, 2010. - 456 с.
13. Zhu X.-K. Review of fracture toughness (G, K, J, CTOD, CTOA) testing and standardization (1-1-2012) / X.-K. Zhu, J.A. Joyce // U.S. Navy Research. - Paper 97. -
http://digitalcommons.unl.edu/usnavyresearch/97
14. Park K. Cohesive zone models: a critical review of traction-separation relationships across fracture surfaces / K. Park, G.H. Paulino // Applied Mechanics Reviews. - 2011. - Т. 64. - Ноябрь. -
C. 060802-1-060802-20.
Specific fracture pattern and metal structure in a fusion zone of a gas main welded seam observed during CTOD tests
I.P. Shabalov1, P.P. Stepanov2, S.A. Chegurov2, V.Ya. Velkodnev3, S.Yu. Nastich4*, V.S. Kalenskiy5
1 Pipe Producers Association, Bld. 1, Olof Palme street, Moscow, 119590, Russian Federation
2 Vyksa Steel Works, Bld. 45, Br. Batashev str., Vyksa, Nizhny Novgorod region, 607060, Russian Federation
3 Center for Expertise of Pipeline Systems and Engineering LLC, office 22, Bld. 2, Est. 8, Yauzskaya street, Moscow, 109240, Russian Federation
4 Gazprom VNIIGAZ LLC, Bld. 1, Estate 15, Proyektiruemyy proezd no. 5537, Razvilka village, Leninskiy district, Moscow Region, 142717, Russian Federation
5 MOSGAZ JSC, Bld. 1, Est. 11, Mruzovskiy bystreet, Moscow, 105120, Russian Federation * E-mail: S_Nastich@vniigaz.gazprom.ru
Abstract. In respect for large-diameter pipes (LDP) a fusion zone (FZ) is a sector of the most complicated metal structure. The FZ metal has worse toughness and crack resistance vs a parent metal and a metal of a welded seam. The LDP specifications often require the 3 point bending CTOD testing of pipe FZs using notched pipe specimens
(NP positioning according to BS EN ISO 15653) with the "50% of seam metal + 50% of a heat affected zone" holding.
There were studies of fracture patterns and metal structure at fronts of fatigue cracks at the CTOD samples taken from the FZs of various 01420x25.8 mm K60-grade tubes. A factual shift of a crack front related to a given notch position was determined. Behavior of cracks in the FZ specimens with different crack resistance values was examined including the maximal lengths of crack propagation and the lengths of the sectors with plastic character of rapture. The specifics of metal structure at the crack front depending on alloy additions of the parent pipe metal and CTOD levels was uncovered. The notch positions and metal structures were compared for KCV samples taken near the pipe surface and the full-thickness CTOD samples taken from FZs of the LDP welded seams.
Numeric simulation of crack birth and evolution in a LDP metal was carried out using the Ansys software. As a result, the stress intensity factor distribution and scenarios of crack evolution depending on crack opening values were examined. An applied procedure of CTOD tests for FZs of pipes has few peculiar features, namely these are the troublesome standardization of crack positioning in respect to the metal sections with different structure, and heterogeneity of a crack front profile when it grows after initiation.
Keywords: large-diameter pipes, fusion zone, crack resistance (fracture toughness), microstructure, bainite, numerical simulation, stress intensity factor, equivalent stresses.
References
1. EFRON, L.I. Metal science in "grand" metallurgy. Pipe steels [Metallovedeniye v "bolshoy" metallurgii. Trubnyye stali]. Moscow: Metallurgizdat, 2012. (Russ.).
2. BORTSOV, A.N., I.P. SHABALOV, A.A. VELICHKO, et al. Specifics of multiple-electrode welding under a fluxing-stone layer during manufacturing of high-strength thick-walled pipes [Osobennosti mnogoelektrodnoy svarki pod sloyem flyusa pri proizvodstve vysokoprochnykh tolstostennykh trub]. Metallurg, 2013, no. 4, pp. 69-76. ISSN 0026-0827. (Russ.).
3. KHUDYAKOV, A.O., P.A. DANILKIN. Provision of crack resistance for welded joints of thick-welded large-diameter K60-K65-grade pipes [Obespecheniye treshchinostoykosti svarnykh soyedineniy tolstostennykh trub bolshogo diametra klassa prochnosti K60, K65]. Vestnik YuUrGU. Series: Metallurgiya, 2015, vol. 15, no. 1, pp. 96-102. ISSN 1990-8482. (Russ.).
4. LI, Y., T.N. BAKER. Effect of morphology of martensite-austenite phase on fracture of the weld heat affected zone in vanadium and niobium microalloyed steels. Materials Science and Technology, 2010, vol. 26, no. 9, pp. 1029-1040. ISSN 0267-0836.
5. YANG, Y., L. SHI, Z. XU et al. Fracture toughness of the materials in welded joint of X80 pipeline steel. Engineering Fracture Mechanics, 2015, no. 148, pp. 337-349. ISSN 0013-7944.
6. ZOTOV, O.G., R.V. SULYAGIN, A.A. KONONOV, et al. Study of reasons for lowering viscosity of pipe steel samples during CTOD tests [Issledovaniye prichin snizheniya vyazkikh kharakteristik obraztsov trubnoy stali pri ispytaniyakh na CTOD]. Nauchno-tekhnicheskiye VedomostiSankt-Peterburgskogo Gosudarstvennogo Politekhnicheskogo Universiteta, 2014, no. 4(207), pp. 156-165. ISSN 1994-2354. (Russ.).
7. MOORE, P., H. PISARSKI. CTOD and pipelines: the past, present, and future. The Journal of Pipeline, 2013, 3rd quarter, pp. 237-244. ISSN 1753-2116.
8. ZHU, X.-K. Review of fracture toughness test methods for ductile materials in low-constraint conditions. Int. J. of Pressure Vessels and Piping, 2016, no. 139-140, pp. 173-183. ISSN 0308-0161.
9. ANTONOV, M.I., I.Yu. PUSHEVA, E.I. MANSYREV, et al. Specifics of a procedure for mechanical tests on determination of crack resistance characteristics of welded joints and pipe steels used at the Gazprom PJSC facilities [Osobennosti metodiki provedeniya mekhanicheskikh ispytaniy po opredeleniyu kharakteristik treshchinostoykosti svarnykh soyedineniy i trubnykh staley, primenyayemykh na obyektakh PAO "Gazprom"]. Territoriya Neftegaz, 2015, no. 8, pp. 68-74. ISSN 2072-2745. (Russ.).
10. LEE, S.G., D.H. LEE, S.S. SOHN, et al. Effects ofNi and Mn addition on critical crack tip opening displacement (CTOD) of weld-simulated heat-affected zones of three high-strength low-alloy (HSLA) steels. Materials Science & Engineering A. Structural Materials: Properties, Microstructure and Processing, 2017, no. 697, pp. 55-65. ISSN 0921-5093.
11. PANASYUK, V.V., A. Ye. ANDRE YKIV, V.Z. PARTON. Fundamentals of fracture mechanics [Osnovy mekhaniki razrusheniya materialov]. Kiyev: Naukova Dumka, 1988. (Russ.).
12. MOROZOV, Ye.M., M.Yu. MUZEYMNEK, A.S. SHADSKIY. Ansys in engineer's holdfast: fracture mechanics [Ansys v rukakh inzhenera: mekhanika razrusheniya]. 2nd ed., revised. Moscow: LENAND, 2010. (Russ.).
13. ZHU, X.-K., J.A. JOYCE. Review of fracture toughness (G, K, J, CTOD, CTOA) testing and standardization (1-1-2012). In: U.S. Navy Research [online], paper 97. Available from: http://digitalcommons.unl.edu/ usnavyresearch/97
14. PARK, K., G.H. PAULINO. Cohesive zone models: a critical review of traction-separation relationships across fracture surfaces. Applied Mechanics Reviews, 2011, vol. 64, November, pp. 060802-1-060802-20. ISSN 0003-6900.
