Оценка трещиностойкости труб магистральных газопроводов Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

МАШИНОСТРОЕНИЕ И АВТОМАТИЗАЦИЯ

УДК 621.791

1 2 3

Б.П. Конищев , А.А. Родионов , А.С. Митин ОЦЕНКА ТРЕЩИНОСТОЙКОСТИ ТРУБ МАГИСТРАЛЬНЫХ ГАЗОПРОВОДОВ

Нижегородский государственный технический университет им. Р.Е. Алексеева1, ОАО «Выксунский металлургический завод» , ООО «Научно-исследовательский институт природных газов и газовых технологий - ВНИИГАЗ»3

На основе энергетического критерия механики разрушения с привлечением модельных представлений о трещине с тонкой пластической зоной перед вершиной (модель Дагдейла - Леонова - Панасюка) проведен анализ трещиностойкости металла труб магистральных газопроводов. Предложен способ построения эталонных диаграмм разрушения труб магистральных газопроводов на основе обработки результатов натурных испытаний и требований нормативно-технической документации на трубы большого диаметра.

Ключевые слова: газопровод, электросварные прямошовные трубы, дуговая сварка под флюсом, трещиностойкость, ударная вязкость, гидростатическое давление.

Введение

Известно, что трубы для магистральных газопроводов должны соответствовать жестким требованиям нормативно-технической документации к основному металлу и сварным соединениям.

Комплекс необходимых свойств металла труб обеспечивается за счет оптимального сочетания прочностных характеристик, требований к пластичности и трещиностойкости (вязкости) трубных сталей.

Под трещиностойкостью металла труб в каждом конкретном случае, в соответствии с современными представлениями [ 1 ], будем понимать числовое значение критерия разрушения, определяемого неравенством вида:

F (p, L, Т, a/L, bk/L) < Fc, (1)

где р - параметр внешней нагрузки; L - характерный размер трещины; а, - другие размеры трещины, bk - размеры элемента конструкции; F (p, L, Т, a/L, bk/L) - аналитическое выражение критериальной величины, а Fc - критическое значение этой величины.

На плоскости (p,L) выражение F(pc,Lc)=Fc, характеризующее предельное (критическое) состояние равновесия объекта с трещиной, является уравнением линии, которая называется критической диаграммой разрушения (далее - диаграмма разрушения). Она отделяет безопасную область (трещина не развивается), в которой р< pc, L< Lc, от опасной (трещина распространяется), где р> pc, L> Lc.

© Конищев Б.П., Родионов А.А., Митин А.С., 2010.

Этапы процесса разрушения газопровода могут быть представлены следующим образом [2]:

а. Зарождение дефектов - формирование трещины.

б. Медленное развитие дефекта - дефекты под воздействием того или иного фактора (или совокупности факторов) увеличиваются до своих критических размеров.

в. Инициирование - в тот момент, когда воздействующие факторы (нагрузка, температура и др.), а также размер и ориентация дефекта достигнут определенного сочетания, дефект становится неустойчивым и вызывает быстро развивающееся разрушение.

г. Распространение - конструкция находится в процессе разрушения.

д. Остановка - на данном этапе вследствие определенных обстоятельств разрушение приостанавливается.

Представленные далее результаты относятся к изучению процесса разрушения на стадии инициирования трещины при относительно низких скоростях нагружения, обусловленных режимом работы гидравлических прессов на заводах-изготовителях труб (статическая трещиностойкость).

Режим испытаний соответствует характеру нагружения действующих магистральных газопроводов, для которых, в отличие от нефтепроводов, не характерны циклические нагрузки, вызванные особенностями работы насосных станций.

Достаточная трещиностойкость металла на стадии инициирования трещин позволяет предотвратить распространение трещины и, тем самым, обеспечить работоспособность магистрального газопровода.

Условия разрушения газопроводов. Уравнение диаграммы разрушения

Схема границ областей расчета трубопровода с трещиной приведена на рис. 1 [3].

Ос

1

1---

I II a II b III

Т

Ткр 2 ТЬ Ткр 1

Рис. 1. Границы областей расчета:

ос - разрушающее напряжение в брутто-сечении; I - область хрупкого разрушения;

II а и II Ь -области квазихрупкого разрушения при ос < от и ос > от соответственно; III - область пластического разрушения. Точка 1 соответствует напряжениям, равным пределу текучести (от)

Из рассмотрения представленной схемы, с учетом условий работы магистрального газопровода [4] (при рабочих напряжениях в области 0,3-0,6 от предела прочности соответственно, 0,4-0,7 от предела текучести трубной стали и температуре эксплуатации в районе минус 200С), следует, что с точки зрения действующих напряжений разрушение может произойти в области I или Па, то есть в хрупкой или квазихрупкой области. При этом газопровод работает при температурах, соответствующих области разрушения III (при Т > Ткр1), - значения Ткр1, определяемые по достаточно жесткому критерию 80% вязкой составляющей на образцах DWTT (Т80), в зависимости от марки стали - минус 19 - минус 430С [2].

Таким образом, сочетание указанных факторов свидетельствует о возможности протяженного разрушения газопровода в случае появления достаточно длинных сквозных трещин (размеры которых для конкретного сортамента будут обсуждены далее), чтобы осуществилась возможность распространения трещины при относительно низких напряжениях в стенке трубы, при этом вязкая температурная область и высокая пластичность трубной стали требуют учета наличия пластической зоны в вершине трещины.

В работах [3, 5] обоснован и эффективно использован для построения критических и докритических диаграмм разрушения энергетический критерий в интегральной формулировке на базе вариационного принципа в механике разрушения:

ь

б| (2Х-а у = 0, (2)

о

где 5 - оператор варьирования; су = су (х) - напряжение от заданной внешней нагрузки в теле без трещины, действующее на площадках, расположенных вдоль линии трещины (ось х совпадает с линией трещины), и раскрывающее трещину; и= и (х, L) - перемещение точек берегов трещины; 2Х - поверхностная плотность энергии разрушения.

Уравнение (2) отражает наличие пластической области перед вершиной трещины предположением, что перемещение в вершине трещины и(х, Ь) отлично от нуля.

Для расчета критической диаграммы разрушения уравнение (2) может использоваться

при

5 = 5 ( 5Ь) /д Ь. (3)

Согласно [5, 10], энергетический критерий равновесия для задач теории трещин в идеальном упруго-пластическом теле может быть использован с привлечением модели трещины с тонкой пластической зоной перед ее вершиной на линии продолжения трещины (модель Дагдейла - Леонова - Панасюка), причем пластическая зона может, в общем случае, иметь произвольную форму.

За счет схематической замены пластической зоны дополнительным разрезом, по берегам которого приложены усилия, заменяющие собой действие пластически деформированного материала, проблема сводится к решению упругой задачи, вместо упруго - пластической.

При этом размер пластической зоны не ограничен какими-либо пределами и при достаточно малой длине трещины возможно наступление общей текучести в данном сечении тела, при котором линейный размер зоны стремится к бесконечности.

Критерий равновесия, выражающий собой закон сохранения энергии, при действительном или возможном приращении площади трещины может быть записан в виде:

5Ж+ 5Г = 5А, (4)

где 5А - механическая работа внешних сил; 5Ж - объемная потенциальная энергия упругой деформации тела; 5Г - энергия разрушения.

Путем варьирования площади трещины при постоянной внешней нагрузке из уравнения (4) следует уравнение (2), из которого, с учетом вариации (3) окончательно получаем выражение для критической диаграммы разрушения [3]:

Ое [1 - о/ (Ь)/ ое2] - К2/Е = 0, (5)

где Ое - критическое значение потока энергии в вершину трещины (энергетический крите-

2 2 рий Гриффитса), МПа*мм/мм ; ов - предел прочности, МПа/мм2; К - коэффициент интенсивности напряжений; Е - модуль Юнга, МПа/мм2.

Следует отметить, что характеристики линейной механики разрушения ^с и К) в формуле (5) относятся к упругой задаче, полученной, как указывалось ранее, из упруго-пластической посредством привлечения модельных представлений. Таким образом, упруго -пластический характер исходной задачи уже заложен в формуле (5), что при этом не исключает корректное использование коэффициента К(О) в качестве параметров при решении, приведенной к упругой упруго-пластической задачи.

С учетом известного соотношения Кс2 = EGc, а также формулы для расчета напряжений в стенке трубы по безмоментной теории оболочек, Оу(х)= ое = pD/2h = const, уравнение (5) примет вид:

1 - (oe/V)2 - (ККС)2 = 0. (6)

В безразмерном виде, вводя соотношения: X = Og/Ogp,"

получим из уравнения (6):

X = Ge/овр," Z = L/c; K0=K/KC, c = п Кс2 /8 zp (7)

1 - X2 - Ко2 = 0. (8)

Используя предложенную в [7] формулу для определения коэффициента интенсивности напряжений цилиндрической оболочки с продольной сквозной трещиной длиной 2Ь, которая находится под действием равномерного внутреннего давленияр, в виде:

К = ^^пЬЫ(а) , (9)

где М(а) представлен как:

11 + 0,2454а2, 0 <а< 1,0,

М(а) = [ " " ' ' (10)

[0,6907 + 0,4762а, 1,0 <а< 8,0.

причем параметр а характеризует относительную длину трещины, для тонкостенных оболочек меняется в интервале 0 < а < 8,0 и записывается в виде:

а2 = ^12(1 "V2), (11)

Бп

получим в безразмерной форме (у=1/3 - коэффициент Пуассона):

1 - X2 - (пХ)2 (С/8)М(С,Ь) = 0. (12)

Соответственно в формуле (12):

М(С Ь) = \1+ 0,8015(С/Ъ)2, 0 <С/Ъ < 0,5533,

, [0,6907 + 0,8606(С /Ъ), 0,5533 <С /Ъ < 4,4267,

где параметр:

Ъ (14)

характеризует геометрию оболочки.

Таким образом, для построения диаграмм разрушения в безразмерном виде, на базе модели упруго-пластического разрушения цилиндрической оболочки с продольной сквозной трещиной, получено уравнение (12), которое с учетом соотношений (7), (13) и (14) позволяет перейти к непосредственному анализу экспериментальных данных, полученных при проведении аттестации труб для магистральных газопроводов.

Объекты исследования. Экспериментальные данные

Объектами исследования являются прямошовные трубы для магистральных газопроводов отечественных и зарубежных заводов-изготовителей. В табл. 1 представлены необходимые характеристики основного металла труб и результаты испытаний.

Испытания труб большого диаметра для магистральных газопроводов с предварительно нанесенным продольным искусственным дефектом до разрушения проводились в условиях завода-изготовителя труб на горизонтальных гидравлических прессах, предназначенных для заводских испытаний.

Таблица 1

Характеристики основного металла труб и результаты испытаний

Маркировка трубы Сталь Механические свойства Сортамент Параметры испытаний Кс, МПа/мм3'2

^р, МПа/мм2 КСУ, МПа *м/см2 (Тисгь С) КСЦ МПа *м/см2 ОиЛ D, мм. h, мм. 2L, мм t, мм. Р, агм Z)

V2002I Х70 619 213 (-20) 218 (-60) 1067 26,0 300 (410) 16,0 185 36,11 12153

623 201 (-20) 231 (-60) 1067 26,0 300 (410) 20,5 130 25,38

619 238 (-20) 215 (-60) 1067 26,0 300 (410) 18,5 160 31,23

V2003 R1 Х70 619 254 (-12) 219 (-60) 610 11,8 150 (203) 6,7 175 43,48 9053

628 302 (-12) 310 (-60) 610 12,4 150 (210) 9,9 115 27,14

642 253 (-12) 243 (-60) 610 12,3 150 (205) 7,7 164 39,03

CH200 3R К60, 10Г2ФБ Ю 660 106 (-20) 116 (-60) 530 8,3 120 (205) 5,2 115 35,57 7266

667 113 (-20) 120 (-60) 530 8,4 120 (203) 6,4 68 20,77

V2003 R2 Х80 811 306 (-20) 303 (-60) 1067 20,5 220 (270) 18,0 111 27,81 10529

788 306 (-20) 303 (-60) 1067 20,5 220 (250) 16,7 130 32,56

H2004 U Х70 606 146 (-20) 166 (-60) 1420 23,5 385 (480) 20,0 58 16,94 9558

609 139 (-20) 164 (-60) 1420 24,0 385 (492) 17,6 81 23,15

60,7 138 (-20) 162 (-60) 1420 23,9 385 (552) 17,5 79 22,68

H2004 U2 Х80 632 162 (-20) 282 (-60) 1420 25,7 350 (482) 21,3 88 23,43 1226,8

668 229 (-20) 293 (-60) 1420 25,2 350 (462) 21,9 73 19,84

674 184 (-20) 261 (-60) 1420 25,0 350 (462) 19,1 112 30,69

H2004 U3 К60, 10Г2ФБ 643 172 (-20) 215 (-60) 1420 26,9 350 (467) 21,1 98 24,89 12575

648 171 (-20) 230 (-60) 1420 26,9 350 (472) 22,5 92 23,36

V2005 R1 Х70 653 169 (-20) 185 (-60) 1420 26,8 350 (410) 21,0 110 28,04 13058

676 170 (-20) 230 (-60) 1420 26,9 350 (415) 19,0 130 33,01

666 204 (-20) 235 (-60) 1420 26,7 350 (408) 20,0 120 30,71

V2005 R2 Х70 635 164 (-20) 202 (-60) 1420 19,1 350 (401) 14,5 65 23,51 12022

622 174 (-20) 272 (-60) 1420 19,1 350 (400) 13,8 80 28,94

637 162 (-20) 178 (-60) 1420 18,9 350 (400) 13,8 70 25,60

H2005 U Х70 643 143 (-20) 146 (-60) 1420 25,5 400 (580) 20,8 87 23,35 14874

643 187 (-20) 206 (-60) 1420 25,5 400 (580) 20,7 86 23,09

M2006 I Х70 659 217 (-20) - 1219 22,0 305 (380) 17,4 84,8 22,70 12750

655 215 (-20) - 219 21,5 305 (360) 16,0 103 28,29

Способ испытания труб, направленный на определение значений критического коэффициента интенсивности напряжений, Кс, приведенных в табл. 1, составляет предмет заявки на выдачу патента РФ на изобретение № 2005120812/28(023501) «Способ испытания трубы» (Решение о выдаче Патента на изобретение от 31.10.2006 г.) и в настоящей работе не рассматривается.

Приведем необходимые пояснения к табл. 1. В колонке «Сталь» приведены сведения о классе (категории) прочности основного металла труб. В колонке «Механические свойства» указаны: временное сопротивление разрыву (овр) основного металла труб по результатам лабораторных испытаний (ГОСТ 1497 или API 5L, для иностранных производителей) в единицах (МПа/мм2). Также приведены значения ударной вязкости основного металла на образцах Шарпи (KCV) и Менаже (KCU) соответственно, при температурах эксплуатации (в основном минус 200С) и строительства газопроводов ( минус 60 0С).

В графе «Сортамент» указаны наружный диаметр (0,мм) и толщина стенки (h, мм) исследуемых труб.

В колонке «Параметры испытаний» приведена базовая длина исходного надреза (искусственного дефекта), имитирующего сквозную продольную трещину (2L, мм), при этом в скобках указана общая длина надреза (рис. 2).

Глубина надреза обозначена как (¿, мм.). Разрушающее давление в трубе по показаниям заводского манометра в атмосферах (МПа/см2) обозначено как (Р, атм.), а разрушающее напряжение как (ое, МПа/мм ).

Общая длина надреза

Глубина надреза, t

чЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧ^>

Базовая длина, 2L_^ Т°лщина

I стенки, h

Рис. 2. Схема профиля надреза

В последней графе приведены рассчитанные по результатам испытаний критические значения коэффициента интенсивности напряжений Кс (МПа/мм3 2).

Построение экспериментальных диаграмм разрушения

На рис. 3 представлены образцы экспериментальных диаграмм разрушения, построенных в соответствии с моделью, изложенной ранее, для труб различных диаметров со сравнительной целью. На рис. 3 номерами указаны диаграммы разрушения для труб следующих заводов-изготовителей.

Из рис. 3 следует, что трещиностойкость труб с увеличением диаметра возрастает, в том смысле, что при определенной длине трещины разрушающие напряжения выше для труб большего диаметра, что вполне соответствует теоретическим представлениям, согласно которым цилиндрический сосуд давления можно уподобить плоской пластине (из того же материала, той же толщины и с такой же сквозной трещиной), нагруженной растягивающим напряжением а, номинально равным окружному напряжению ое , умноженному на коэффициент концентрации напряжений М(а), в нашем случае заключенному в интервале 1,7-2,4. Соответственно с увеличением диаметра труб («разворачиванием» трубы в плоскость), М(а) ^ 1 и несущая способность оболочки увеличивается [ 7 ].

На рис. 4 показаны различия в решении задачи в упругой постановке (кривая 1), (по формулам (9) - (11)) и полученном в рамках используемой нами модели (12). Как и следовало ожидать, в данном случае (V2005R1, ^0=1420мм., Л=26,9мм, 2£=408,5мм.), в области относительно коротких трещин (£<230мм.) наблюдаются существенные расхождения в диаграммах разрушения, обусловленные пластическим характером решения (кривая 2). При этом напряжения в случае учета пластичности металла труб в области малых трещин значительно ниже, сингулярность решения (2) выражена в меньшей степени. С практической точки зрения это означает, что общую длину исходного надреза на трубах диаметром 1420 мм следует выбирать не менее 450 мм с целью корректного определения коэффициента Кс по формулам (9)—(11). В то же время, надрез такой протяженности, соответствующий по форме (рис. 2), на реальной трубе диаметром 1420 мм изготовить довольно сложно. Поэтому, как правило, базовая длина исходного надреза определяется как П/4, что с учетом выхода фрезы, приводит к расчетной длине надреза 370-470 мм, что, как показано на рис. 4 т. 1, обеспечивает точность определения разрушающих напряжений в рамках модели (12), кривая 2 относительно фактического значения в районе 3-5%.

Фактически, по мнению авторов, диаграмма разрушения для труб конкретного сортамента сама по себе является объектом стандартизации требований к металлу труб по трещиностойкости. Обладая фактической диаграммой разрушения, путем сравнения ее с эталонной диаграммой, можно сделать вывод о соответствии трубы требованиям по вязкости разрушения. С точки зрения сдаточных характеристик металла труб (ударной вязкости) представляется целесообразным «привязать» конкретные значения KCV (KCU) к

определенной точке диаграммы, например, к значению коэффициента Кс, определенного по диаграмме разрушения при рабочих напряжениях в стенке металла труб. Далее обсуждается способ построения эталонных диаграмм разрушения и представлены предложения по стандартизации значений ударной вязкости металла труб на основе диаграмм разрушения.

Рис. 3. Диаграммы разрушения:

530 - труба CH2003R (Б=530мм); 610 - труба V2003R (Б=610мм); 1067 - труба V2002I (Б=1067мм); 1219 - труба M2006I (Б=1219мм); 1420 - труба H2005U (Б=1420мм)

Рис. 4. Сравнительные диаграммы упругого и упруго-пластического решения:

1 - решение задачи в упругой постановке (по формулам (9)-(11)); 2 - решение задачи в рамках модели (12)

Построение эталонных диаграмм разрушения

По мнению авторов, принципиальной разницы между способами построения фактической и эталонной диаграммы разрушения быть не должно.

Очевидно, требования к трубам большого диаметра, заложенные в нормативной документации (например, в [4]) определяют некую «идеальную» трубу с конкретными значениями диаметра, толщины стенки, прочностных и вязких базовых показателей.

Единственное ее отличие от реальной заключается в том факте, что стендовые испытания этих труб не могут быть проведены в силу «абстрактности» объекта и невозможности получить на практике трубу именно с такими характеристиками.

Но если испытания провести нельзя, то можно попытаться их смоделировать, причем на базе фактического экспериментального материала, а затем, считая трубу испытанной, использовать «модельную» диаграмму в качестве эталонной.

Напомним, что в рамках модели (7)—(12) в качестве исходных данных, необходимых для построения диаграммы разрушения, заложены свр, Б, к, Кс - соответственно предел прочности трубной стали на образцах, диаметр трубы, толщина стенки и критический коэффициент интенсивности напряжений.

Первые три характеристики определяются исходя из соответствующих технико-экономических условий и прочностных расчетов.

Попробуем определить коэффициент Кс путем проведения модельного эксперимента. Для этого вернемся к формулам (9)—(11). Очевидно, единственным неизвестным параметром, необходимым для определения коэффициента Кс, является разрушающее давление в трубе с надрезом, определяемое в процессе эксперимента.

В мировой практике [8] уже с 70-х годов прошлого века в употребление вошла очень полезная формула по определению разрушающего давления в трубе с продольным дефектом определенной длины и глубины. То, что эта формула актуальна и по сей день подтверждают не только результаты наших исследований, но и весьма авторитетные современные источники [9].

Она может быть записана в виде:

1 -1 h

1 - 1

Ge = авр-h-, (15)

Mh

где сохранены все обозначения, введенные ранее, при этом под М понимают коэффициент концентрации напряжений (М (а), Фолиас - фактор), который различными авторами записывается по-разному.

На рис. 5 точками представлен массив экспериментальных данных, полученных при испытаниях 27 труб большого диаметра. По оси Х отложены расчетные значения разрушающего давления, полученные с использованием формулы (15), где Фолиас - фактор использовался в виде:

1

M =

который отвечает минимальному разбросу значений.

ii

1 + 2,64-, (16)

Dh

Рис. 5. Корреляционная зависимость разрушающего давления

При этом прямая линия на рис. 5 представляет результат статистической обработки экспериментальных данных методом наименьших квадратов по 27 точкам. Сомнений в линейном характере зависимости у авторов не возникало.

Таким образом, получена корреляционная зависимость, отражающая взаимосвязь величины разрушающего давления, рассчитанного с помощью формулы (15), с результатами, полученными при натурных испытаниях.

Проведем построение эталонной диаграммы разрушения труб для магистральных газопроводов размером 1420х25,8 мм из стали класса прочности К60 на рабочее давление до 100атм включительно.

Исходные данные и расчет разрушающего давления (Ррасч) приведены в табл. 2, расчетные параметры для построения диаграмм представлены в табл. 3.

Эталонная диаграмма разрушения трубы 0142Ох25,8 мм на рабочее давление 100 атм. приведена на рис. 6.

На рис. 7 для сравнения представлена эталонная диаграмма (рис. 6) и диаграмма разрушения реальной (двухшовной) трубы ^005^ из которого следует, что трещиностойкость заводской трубы (кривая 2) несколько выше уровня, предусмотренного требованиями нормативно-технической документации (кривая 1).

Таблица 2

Исходные данные и расчет разрушающего давления (Ррасч.)

Параметры модельного эксперимента

Параметры трубы: Испытания: Расчет: Давления, МПа/см2

свр.,МПа/мм2 Б, мм. к, мм. Прив Ь,мм. Надрез(/),мм. М_фактор Ик се,МПа/мм2 Ррасч., МПа/см2 Рраб. МПа/см2

600 1420 25,8 350 19,35 1,7907668 0,75 258,0934 973,2255 1000

Таблица 3

Расчетные параметры для построения диаграмм

с, мм Кс, МПа/мм3/2 Ь

164,52242 1229,429 0,8226478

Полудлина трещины, L, мм.

Рис. 6. Эталонная диаграмма трубы для магистрального газопровода с рабочим давлением 100 атм

Рис. 7. Трещиностойкость 100 атмосферных труб относительно эталонной диаграммы разрушения

1 - эталонная диаграмма; 2 - труба Н2005и; 3 - труба Т2005Я

Также на рис. 7 представлена диаграмма разрушения одношовной трубы 12005Я на рабочее давление 100 атм. (кривая 3). Как следует из рис. 7, трещиностойкость трубы 12005Я уступает трубе Н2005Я (двухшовной), но находится на границе допустимых требований. По всей видимости, это обусловлено различием качества листового проката.

Выводы

1. На основе энергетического критерия механики разрушения с привлечением модельных представлений о трещине с тонкой пластической зоной перед вершиной (модель Дагдейла - Леонова - Панасюка) проведен анализ трещиностойкости металла труб магистральных газопроводов.

2. Для труб большого диаметра (530-1420 мм) построены критические диаграммы разрушения на основе результатов натурных испытаний труб с искусственным дефектом до разрушения, проведенных авторами в 2002-2008 гг.

3. Предложен способ построения эталонных диаграмм разрушения труб магистральных газопроводов на основе обработки результатов натурных испытаний и требований нормативно-технической документации на трубы большого диаметра.

Библиографический список

1. Пестриков, В.М. Механика разрушения твердых тел: курс лекций / В.М. Пестриков , Е.М.Морозов. - СПб.: Профессия, 2002.

2. Красовский, А.Я. Трещиностойкость сталей магистральных трубопроводов /

A.Я.Красовский, В.Н.Красико. - АН УССР. Ин-т проблем прочности. - Киев: Наукова думка, 1990.

3. Сапунов, В.Т. Прочность поврежденных трубопроводов. Течь и разрушение трубопроводов с трещинами: учеб. пособие / В.Т.Сапунов. - М.: КомКнига, 2005.

4. Инструкция по применению стальных труб в газовой и нефтяной промышленности (Р 5131323949-58-2000), утвержденная ОАО «ГАЗПРОМ». - М., 2000.

5. Партон, В.З. Механика упруго-пластического разрушения / В.З. Партон, Е.М. Морозов. - М.: Наука, 1974.

6. Панасюк, В.В. Распределение напряжений около трещин в пластинках и оболочках /

B.В.Панасюк, М.П.Саврук, А.П.Дацышин. - Киев: Наукова думка, 1976.

7. Хан, Г. Критерии распространения трещин в цилиндрических сосудах давления // Новые методы оценки сопротивления металлов хрупкому разрушению: сб. статей / под ред. акад. Ю.Н. Работнова / Г.Хан, М.Саррат, А.Розенфилд. - М.: Мир, 1972.

8. Даффи, А. О поведении дефектов в сосудах давления // Новые методы оценки сопротивления металлов хрупкому разрушению: сб. статей / под ред. акад. Ю.Н. Работнова / А.Даффи, Р.Эйбер, У. Макси. - М.: Мир, 1972.

9. Demofonti, G. Fracture behavior of X100 gaz pipeline by full - scale tests / G. Demofonti, G. Man-nucci and others // Proceedings of the international Pipe Dreamer's Conference held on 7-8 November, 2002 in Yokohama, Japan.

10. Матвиенко, Ю.Г. Модели и критерии механики разрушения / Ю.Г.Матвиенко. - М.: ФИЗ-МАТЛИТ, 2006.

Дата поступления в редакцию 30.03.2010

B.P. Konishchev, A.A. Rodionov, A.S. Mitin GAS PIPELINE PIPES CRACK RESISTANCE ASSESSMENT

Analysis of pipe metal fracture strength at gas pipelines was performed on the basis of fracture mechanics energy criteria with taking into consideration certain crack model images that have thin lamellar zone in front of the top (Dagdale - Leonov - Panasjuk model). A way of pipe destruction reference plotting at gas pipelines was offered on the basis of the environmental test results and the requirements of norms and specifications for a large diameter pipe.

Key words: pipeline, electric-longitudinal welded pipes, submerged arc welding, crack resistance, impact hardness, hydrostatic pressure.