CC BY
120
УДК 620.179.14
Применение магнитных методов для оценки нагруженности и новрежденности стали X70
Э.С. Горанов, С.Ю. Mитpoпoльcкaя, Д.И. Bичyжaнин, E.A. Tyeвa
Институт мaшинoвeдeния УрО PAH, Eкaтepинбypг, 620219, Россия
Изyчєны мaгнитныe, мєxaничєcкиє и cтpyктypныє xapaктєpиcтики cтaли Х70 послє контролируємой пpoкaтки. Paccмoтpeнa возможность оцєнки дєйcтвyющиx pacтягивaющиx тапряжєний и диaгнocтики paнєє имєвшєго мєсто фaктa пєрєгрузки конструкции с пepexoдoм в плacтичєcкyю oблacть по згачєниям мaгнитныx xapaктєpиcтик — коэрцитивной силы Hс, ocтaтoчнoй индукции Br, мaкcимaльнoй мaгнитнoй пpoницaємocти цmax, поля мaкcимaльнoй мaгнитнoй прони^ємос^ H^ , измєрєнньк под
сгрузкой или послє paзгpyжєння при нaмaгничивaнии cтaли в paзличныx нaпpaвлeнияx по отношєнию к оси трубы. Прєдложєн пoдxoд для оцєнки поврєждєнности мaтєpиaлa, нaкoплєннoй при pacтяжєнии или кручєнии, по знaчєнням коэрцитивной силы Hc и/или нaмaгничєнн0cти нacыщєния /max-
Ключевые ^oea: cтaль послє контролируємой ^o^tor, мaгнитныє xapaктєpиcтики, пapaмєтp поврєждєнности
Magnetic methods for estimation of loading and damaging in Cr70 steel
E.S. Gorkunov, S.Yu. Mitropolskaya, D.I. Vichuzhanin and E.A. Tueva Institute of Engineering Science UrB RAS, Ekaterinburg, 620219, Russia
In the paper, the magnetic, mechanical and structural characteristics of Cr70 steel after controllable rolling were studied. Consideration was given to the feasibility of estimating the working tensile stress and diagnosing the preceding overload of the construction with transition to the plastic range from the coercive force Hc, the residual induction Br, the maximum magnetic permeability цтяу and the maximum permeability field H^ , measured in situ under loading or unloading for the steel magnetized in different directions about the tube axis. An approach was proposed to estimating the degree of damaging accumulated in the steel under tension or torsion from the coercive force Hc and/or saturation magnetization /max-
Keywords: steel after controllable rolling, magnetic characteristics, damaging parameter
1. Введение
Надежная эксплуатация магистральных трубопроводов требует оперативной оценки их технического состояния и остаточного ресурса, что предполагает дефектоскопию труб, диагностирование напряженно-деформированного состояния наиболее опасных участков и оценку степени деградации металла под действием эксплуатационных факторов. Для магистральных трубопроводов характерны высокая степень неопределенности напряженно-деформированного состояния основного несущего элемента (трубы) и сложные режимы термомеханического нагружения. При этом основными нагрузками являются внутренние давления и продольные
усилия, вызванные перепадом температуры в линейной части трубопровода вследствие различия температурных условий строительства и эксплуатации [1]. Одновременно не исключены и сдвиговые нагрузки, связанные с подвижностью грунта, непроектными нагружениями в условиях паводков и т.д. В этой связи особое значение приобретает создание надежных инструментов и методов определения нагруженности и поврежден-ности, что позволило бы давать рекомендации по оптимизации режимов эксплуатации на этапе освоения мощности трубопроводов, а также делать заключения о прочности и безопасности системы на этапе продления ее ресурса [2].
© Горкунов Э.С., Митропол^^я С.Ю., Вичужянин Д.И., Tyeвa E.A., 2010
Taблицa 1
Химичєский cocтaв иccлeдoвaннoй cтaли Х70
Maccoвaя доля элeмeнтoв, %
C Mn Si S P Cr Ni Mo V Al Nb
0.060 1.620 0.180 0.003 0.015 0.040 0.020 0.24 0.068 0.040 0.050
Возможность применения магнитного (коэрцити-метрического) метода для определения действующих напряжений в трубопроводах показана в ряде работ, выполненных на традиционных горячекатаных трубных сталях, таких как Ст2, Ст4, 17Г1С [3, 4]. Однако в настоящее время большая часть стали для магистральных трубопроводов производится методом контролируемой прокатки, при которой повышение прочности и хладо-стойкости достигают непосредственно в процессе деформирования за счет снижения температуры и повышения степени обжатия на заключительных этапах прокатки. Рекристаллизация и рост зерна деформированного аустенита при этом существенно замедляются, особенно в присутствии дисперсных выделений карбонит-ридов [1]. Снижение температуры окончания прокатки до (у + а)-области приводит к образованию ферритного зерна с высокой плотностью дислокаций и выраженной текстурой деформации [5], что существенно влияет на магнитные свойства металла и должно быть учтено при разработке магнитных методик оценки состояния трубопроводов.
Пути для оценки поврежденности металла по изменению магнитных характеристик были намечены в наших предыдущих работах, но до сих пор рассмотрение ограничивалось традиционными горячекатаными сталями в условиях гидростатического давления и кручения [6, 7] либо легированными сталями в условиях кручения [8], поскольку для условий кручения проще рассчитать поврежденность, чем для случая одноосного растяжения, а в случае испытания под гидростатическим давлением измерения магнитных свойств проводились не in situ, а после испытания образцов.
Целью настоящего исследования стала разработка подходов для оценки действующих напряжений и по-врежденности элементов магистральных газопроводов из высокопрочной стали контролируемой прокатки по магнитным характеристикам, измеренным в условиях одноосного растяжения и кручения.
2. Образцы и методики исследования
В качестве материала исследования была выбрана низкоуглеродистая сталь Х70, микролегированная ниобием и ванадием с добавками молибдена, химический состав которой приведен в табл. 1. По классификации Американского института нефти маркировка стали указывает на предел текучести 70 ksi, что соответствует приблизительно 485 МПа [9]. Известно, что микролегирование низкоуглеродистой стали ванадием и нио-
бием в сочетании с применением контролируемой прокатки обеспечивает комплексное упрочнение за счет измельчения зерна, снижения доли перлита и дисперсионного твердения [10]. Исследованы фрагменты спиральношовной трубы диаметром 1420 мм с толщиной стенки 21.6 мм, предназначенной для строительства магистральных трубопроводов в условиях холодного климата и высоких рабочих давлений (до 9.8 МПа) при коэффициенте прочности 0.72. Образцы вырезали поперек и вдоль направления прокатки, а также поперек и вдоль оси спиральношовной трубы, т.е. под углом ~40° к направлению прокатки (рис. 1).
Нагружение пятикратных цилиндрических образцов по ГОСТ 1497-84 проводили при комнатной температуре на испытательной машине с максимальным усилием 50 кН с одновременной регистрацией магнитных характеристик в замкнутой магнитной цепи по схеме пермеаметра с помощью гистерезисграфа Remagraph С500. Магнитное поле прикладывали вдоль оси растяжения образца, при этом ось измерительной катушки индукции была также параллельна оси растяжения. Напряженность внутреннего магнитного поля Н измеряли с помощью дугообразного магнитного потенциалметра. Запись петли магнитного гистерезиса при максимальном внутреннем поле 60 кА/м осуществляли на плоскости В-Н (В — магнитная индукция) путем запоминания 2 500 точек. Погрешность измерения поля и индукции не превышала ±3 %. По предельным петлям магнитного гистерезиса определяли коэрцитивную силу Нс и остаточную индукцию Вг, максимальную магнитную проницаемость ц тах и поле максимальной магнитной
I Ось трубы
прокатки
Phc. 1. Cxeмa вьірєзки oбpaзцoв для мexaничecкиx испытаний
проницаемости Н^ . Принцип действия эксперимен-
тальной установки для регистрации магнитных характеристик в условиях нагружения описан в работе [11].
Величину удлинения при растяжении определяли при помощи системы бесконтактного измерения деформации LaVision. Система LaVision состоит из управляющего компьютера и видеокамеры разрешением 1600x1200, размером пиксела 7.4 мкм, скоростью съемки 30 кадров в секунду. Система позволяет по полученным изображениям образца в процессе деформации определять поля перемещений и рассчитывать поля деформаций на поверхности образца.
Угол закручивания при кручении регистрировали посредством растровых датчиков перемещения, которые крепили непосредственно к образцу. Испытания проводили вплоть до разрушения образцов. Скорость перемещения активного захвата при испытаниях составляла 1 мм/мин или 360° мин-1.
Степень деформации сдвига Л при кручении определяли исходя из гипотезы об отсутствии искривления радиуса в поперечном сечении образца в процессе деформации [12], при этом степень деформации сдвига на поверхности образца будет равна
Л = tgф, (1)
где ф — угол наклона риски, напечатанной типографским способом на поверхности образца, к образующей.
Среднюю по сечению образца степень деформации сдвига определяли по формуле [13]:
гдє
Л - -\/3єt — стєпєнь дeфopмaции сдвига; єt -
~ 1 2n R r 2
Л-—— J J — ^ф r ^ dr - —Л,
nR ooR 3
(2)
гдє R — paдиyc oбpaзцa; r — тєкущий paдиyc, мєняю-щийся от 0 до R.
Haкoплeннyю срєднюю интeгpaльнyю стєпєнь дє-фopмaции сдвига Л8иш опрєдєляли cyммиpoвaниeм по-лyчeнныx стєпєнєй дeфopмaции нa пpeдыдyщиx этaпax дeфopмиpoвaния.
Mикpocтpyктypy иccлeдoвaли нa оптичєском микро-скопє LEICA с пpoгpaммным обєспєчєниєм Materials Workstation и pacтpoвoм элeктpoннoм микроскопє TESCAN с пpoгpaммным обєспєчєниєм VEGA.
3. Онределение нараметра новрежденности
B кaчecтвe xapaктepиcтики дeфopмaциoнныx дєфєк-тов в мexaникe используют пapaмeтp поврєждєнности ю. B соотвєтствии с фєномєнологичєской тєориєй paзpy-шєния [13] поврєждєнность до нaчaлa пpoцecca дєфор-мaции пpинимaeтcя paвнoй нулю, a к момєнту paзpy-шєния oбpaзцa пpинимaeт знaчeниe ю = 1.
Taк кaк нaпpяжeннoe состояниє в процєссє кручєния нє мєняєтся, то вєличину поврєждєнности при кручєнии опрєдєляли по линєйной модєли нaкoплeния поврєждєнности Кoлмoгopoвa [12]:
ю
- Л_ЁЛ
о Л&
є11 -Є22)2 + (є22 -є33)2 + (є33 -є11)2)12 ис-
= >/2/3(0
тинная деформация, е11, е22, е33 — главные деформации; Л & — степень деформации сдвига, накопленная образцом к моменту разрушения при механических испытаниях в условиях монотонного деформирования. Величина Л & является мерой пластичности металла, т.е. его способности подвергаться деформированию без разрушения.
Для определения поврежденности при растяжении цилиндрического образца из стали Х70 также использовалась линейная модель накопления поврежденности Колмогорова (3).
Величина Л& зависит от показателя напряженного состояния ст/Т и показателя Лоде-Надаи цст = 2(ст22 -
-ст33)/(ст11 -СТ33) - 1, где ст = 13(ст11 +ст22 + ст33)
среднее нормальное напряжение; ст11, ст22, ст33 — главные напряжения; Т = .^ОУ^уУ — интенсивность касательных напряжений, s у — компоненты девиатора напряжений. Показатель ст/Т характеризует относительный уровень среднего нормального напряжения. При ст/ Т > 0 преобладают нормальные растягивающие напряжения, при ст/Т < 0 — сжимающие. Показатель Ло-де-Надаи характеризует вид напряженного состояния. Так как в нашем случае исследуется процесс одноосного растяжения, при котором цст = -1 во всем процессе деформирования, то будем считать, что величина Л& зависит только от ст/ Т:
Лfr - X exp| я т I -
(4)
Эмпирические коэффициенты X и X были определены методом идентификации. Для этого были проведены эксперименты на растяжение до разрушения двух цилиндрических образцов с изначально выполненными выточками с соотношением = 1 и 2 (рис. 2) (здесь d — диаметр в наименьшем поперечном сечении; R — радиус контура в продольном сечении образца), а также одного образца без выточки. Момент разрушения и раз-
(3)
Рис. 2. Эскиз цилиндрического образца с выточкой. Размеры указаны в мм
0.831697
0.623773
0.415849
0.207924
0.000000
Рис. 3. Распределение пластических деформаций е( в сечениях образцов с выточкой (а) и без выточки (б)
меры образца в момент разрушения фиксировались при помощи системы бесконтактного измерения деформации LaVision.
Для того чтобы оценить изменение показателей ст/ Т и цст в процессе деформирования, проводилось математическое моделирование процессов растяжения образцов до деформации, соответствующей разрушению образцов в экспериментах. Математическое моделирование осуществлялось методом конечных элементов. В качестве примера результатов моделирования на рис. 3 представлено распределение пластических деформаций £( в сечениях образцов с выточкой (рис. 3, а) и без выточки (рис. 3, б) в момент, предшествующий их разрушению.
Так как разрушение цилиндрических образцов при растяжении происходит в точке на оси образца, то для расчетов поврежденности использовались характеристики напряженно-деформированного состояния, рас-
считанные в точке, находящейся на оси в центре образца (точка А на рис. 3).
Воспользовавшись уравнениями (3) и (4), а также зависимостями показателя ст/Т от степени деформации £( (рис. 4), полученными для точки разрушения А на рис. 3, была рассчитана поврежденность для всех трех образцов. При этом коэффициенты X и X варьировались таким образом, чтобы минимизировать квадрат невязки (5) между текущим значением поврежденности (рассчитанной по формуле (3) при текущих значениях X и X) для всех трех образцов в момент разрушения и требуемым значением ю = 1:
(1 — Ю1)2 + (1 — Ю2)2 + (1 — Ю3)2 = min.
(5)
Таким образом, были получены коэффициенты X = = 12.08 и -1.02, т.е. выполнена параметрическая идентификация модели поврежденности (3) и получена диаграмма пластичности стали Х70 (рис. 5) для цст =
сг/Т
2.0
1.5
1.0
0.5
0.0
1
2 \
0.0
0.4
0.8
1.2
1.6
Рис. 4. Изменение параметра ст/Т в процессе деформирования образцов с выточкой, = 2 (1), 1 (2), и без выточки (3)
Рис. 5. Диаграмма пластичности стали Х70
Механические и магнитные свойства исследованных образцов
Таблица 2
Направление вырезки образца ав, МПа а02, МПа 8, % ¥, % Нс, А/см £ . тах Н.. , А/см ^тах
Вдоль направления прокатки 610 545 10.7 70.4 5.80 1.23 1110 6.95
Поперек направления прокатки 665 595 11.3 66.0 5.92 0.99 770 9.34
Вдоль оси трубы 600 545 6.8 69.2 5.43 1.08 855 7.27
Поперек оси трубы 630 (тт = 725)* 485 (т 0.3 = 315) 29.0 84 4.8 1.06 925 6.67
: В скобках указаны значения предела прочности и условного предела текучести при кручении
Л
м = [-
* і
= -1 и 0.57 < а/Т < 2.5. В результате формула (3) преобразуется к виду:
———і—. (6)
0 12.08 ехр(-1.02 ст/Т)
Затем было проведено математическое моделирование процесса растяжения образца, на котором выполнялись исследования магнитных характеристик. В результате моделирования было определено изменение показателя а/Т в процессе деформирования. Используя формулу (6), было рассчитано изменение поврежден-ности исследуемого образца в процессе деформирования вплоть до момента разрушения (рис. 6).
4. Результаты и их обсуждение
4.1. Влияние структурной анизотропии после контролируемой прокатки на магнитные свойства
В табл. 2 приведены механические и магнитные характеристики образцов, вырезанных из трубы в четырех различных направлениях, а на рис. 7 показана микроструктура стали X70SW вдоль и поперек направления прокатки. На шлифе, вырезанном по толщине листа вдоль направления прокатки, структура представляет собой смесь феррита различной морфологии с темно-тра-вящимися вкраплениями бейнито-мартенситной смеси в виде прерывистых строчек длиной до 100 мкм, доля которых не превышает 8-10 %. Направление прокатки обнаруживается по ориентации этих строчек, а также по вытянутости ферритных зерен, размер которых при некоторой разнозернистости составляет от 5-8 до 1525 мкм. Микроструктура характеризуется небольшой полосчатостью — не выше 2 баллов по ГОСТ 5640. На
шлифе, изготовленном по толщине листа поперек направления прокатки (рис. 7, б), структура приобретает изотропный характер с весьма дисперсным и однородным по размеру ферритным зерном, величина которого не превышает 5-8 мкм, что значительно меньше, чем в традиционных горячекатаных трубных сталях. По-видимому, дисперсность структуры, а также очень высокая плотность дислокаций в феррите, о которой сообщалось в работе [14], обеспечили значения коэрцитивной силы до 0.6 кА/м, необычно высокие для низкоуглеродистой низколегированной стали.
Из табл. 2 видно, что спиральношовные трубы из стали Х70 характеризуются повышенными прочностными свойствами (ав > 600 МПа) и достаточным запасом пластичности. Наибольшие значения ав и а02 получены на образцах, вырезанных поперек направления прокатки, а минимальные — вдоль оси прокатки,
Рис. 6. График накопления поврежденности в процессе деформирова- Рис. 7. Микроструктура стали Х70 в плоскостях, нормальных к плос-
ния гладкого цилиндрического образца, на котором выполнялось ис- кости листа, х110: а — вдоль направления прокатки; б — поперек
следование магнитных свойств направления прокатки
причем разница между ними составляет около 10 %. Эти результаты коррелируют с ранее опубликованными данными, согласно которым наибольшие прочностные характеристики регистрируются поперек направления контролируемой прокатки, наименьшие — вдоль, а во всех других направлениях прочностные характеристики принимают промежуточные значения [5].
Данные табл. 2 свидетельствуют, что измеренные магнитные характеристики чувствительно реагируют на структурную анизотропию стали после контролируемой прокатки. При намагничивании вдоль направления прокатки, т.е. вдоль длинной оси основных элементов структуры, ц тах приблизительно на 40 % выше, чем при намагничивании поперек направления прокатки, тогда как проницаемость в двух других направлениях вырезки занимает промежуточные значения. Соответственно коэрцитивная сила Нс и поле максимальной магнитной проницаемости Нц максимальны при намаг-
ничивании поперек направления прокатки, поскольку в этом направлении плотность поперечных границ зерен максимальна, а значит, наиболее велико число препятствий и возможных мест закрепления на пути движения доменных стенок при перемагничивании. Наибольшая остаточная магнитная индукция Вг =1.23 Тл зарегистрирована в том случае, когда направление намагни-
Напряжение, МПа
чивания совпадает с направлением ферритного зерна и бейнитных строчек, т.е. размагничивающее действие кристаллитов минимально.
4.2. Влияние растяжения на магнитные характеристики: измерения под нагрузкой
На рис. 8 показано изменение магнитных характеристик образцов, вырезанных в трех различных направлениях, как функция действующих растягивающих напряжений и ранее приложенных растягивающих напряжений. В последнем случае магнитные измерения проводили после пошагового нагружения и разгружения образца. В обоих вариантах наблюдается четко выраженная двустадийность хода кривых. Физическая природа этих стадий различна и зависит от условий проведения магнитных измерений — в нагруженном или в разгруженном состояниях.
Магнитные измерения in situ под нагрузкой показывают, что на первой стадии, в области упругой деформации, коэрцитивная сила Hc и поле максимальной магнитной проницаемости H.. заметно снижаются, до-
г1 max
стигая минимума при напряжениях 200-250 МПа. После этого начинается вторая стадия, для которой характерен неуклонный рост указанных характеристик вплоть до момента образования шейки (рис. 8, а). Изме-
Напряжение, МПа
Рис. 8. Изменение магнитных характеристик стали Х70 как функция действующих растягивающих напряжений (а) и ранее приложенных растягивающих напряжений (б)
нения остаточной индукции Вг и максимальной магнитной проницаемости цтах демонстрируют обратный характер. Немонотонное изменение магнитных характеристик в упругой области нагружения объясняется возникновением так называемой магнитной текстуры напряжений вследствие магнитоупругого эффекта [15]. В сталях имеет место положительный магнитоупругий эффект (магнитострикция и внешние напряжения одного знака), связанный с тем, что магнитные моменты ориентируются вдоль оси растяжения, что упрощает намагничивание в этом направлении и проявляется в уменьшении коэрцитивной силы. Из кривых, представленных на рис. 8, видно, что с увеличением растягивающих напряжений до 200 МПа наиболее интенсивно меняются магнитные характеристики образцов, вырезанных поперек направления прокатки, а наименее выраженно — вдоль направления прокатки. Понятно, что в последнем случае намагничивание и без нагрузки проходило относительно легко, а возникновение положительного магнитоупругого эффекта еще несколько упрощает этот процесс.
Монотонный рост коэрцитивной силы при растягивающих напряжениях выше 250 МПа обусловлен, главным образом, двумя факторами. Во-первых, тип магнитной текстуры может измениться на противоположный за счет изменения знака магнитострикции стали, а также под действием второй константы магнитострикции Лш [15]. Во-вторых, при напряжениях, превышающих предел текучести материала, основным фактором, определяющим увеличение Нс, становится рост плотности дефектов кристаллического строения, в первую очередь, рост плотности дислокаций (Нс ~ N12, где N — плотность дислокаций). Важно отметить, что при напряжениях около 250 МПа абсолютные значения Вг, цтал и
г ^ • тал
Нц , измеренные в различных направлениях по отношению к оси прокатки, выравниваются между собой и при дальнейшем увеличении нагрузки их значения не зависят от направления вырезки образцов.
Приведенные на рис. 8, а кривые свидетельствуют, что в интервале растягивающих напряжений 200250 МПа влияние структурной анизотропии контролируемой прокатки на магнитные свойства трубной стали маскируется более сильным воздействием магнитной текстуры напряжений. Отсюда следует, что для оценки действующих растягивающих напряжений имеет смысл измерять магнитные характеристики в различных направлениях по отношению к оси трубы. Значительные различия между измеренными под нагрузкой магнитными характеристиками вдоль и поперек оси прокатки листа указывают на то, что действующие растягивающие напряжения не превышают 200 МПа. Отсутствие различий в численных значениях магнитных характеристик, измеренных вдоль и поперек оси прокатки и вдоль оси трубы, указывает на достаточно высокий уро-
вень нагруженности конструкции, при котором создаются растягивающие напряжения не менее 200-250 МПа. Более точно величину растягивающих напряжений до 200 МПа можно оценить по значениям Нс, Вг, цтах или Нц , измеренным поперек направления прокатки, а свыше 250 МПа — по значениям, измеренным в любом направлении по отношению к продольной оси трубы, если иметь предварительно установленные эмпирические зависимости, связывающие магнитные характеристики конкретной стали с величиной внешних растягивающих напряжений, подобные приведенным на рис. 8, а.
4.3. Влияние растяжения на магнитные характеристики: измерения после разгружения
Деформационное поведение магнитных характеристик, зарегистрированных после снятия силовой нагрузки, имеет принципиально иной характер. Вплоть до нагрузок, соответствующих пределу текучести, значения всех магнитных характеристик остаются постоянными. Это дает основания утверждать, что изменения магнитных характеристик в упругой области, показанные на рис. 8, а, носят обратимый характер и исчезают после снятия нагрузки. Резкое возрастание Нс и Нц одно-
временно с падением Вг и цтах зафиксировано при напряжениях, превышающих 500 МПа. Движущей силой такого хода кривых наряду с ростом плотности дислокаций можно считать скачкообразный рост остаточных напряжений в материале. При этом локализация точки перегиба, в частности коэрцитивной силы, по отношению к оси напряжений указывает на величину предела текучести в данном направлении. При напряжениях выше 500 МПа наиболее интенсивно меняются магнитные характеристики, измеренные вдоль оси прокатки листа, поскольку при намагничивании в этом направлении плотность препятствий на пути доменных стенок была минимальна до перехода в пластическую область нагружения. Таким образом, заметное отклонение магнитных характеристик, зарегистрированных после снятия нагрузки, от значений до нагружения позволяет диагностировать факт допущенной перегрузки конструкции с превышением предела текучести материала. Более точно оценить достигнутый уровень нагруженности конструкции можно по значениям коэрцитивной силы, измеренным вдоль направления прокатки, если иметь соответствующие эмпирические зависимости, связывающие магнитные характеристики конкретной стали с величиной ранее приложенных внешних растягивающих напряжений, подобных приведенным на рис. 8, б.
4.4. Влияние кручения на магнитные характеристики
В условиях кручения ни магнитоупругого эффекта,
ни компенсации остаточных напряжений технологического происхождения не происходит, поэтому магнитные
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5
^/^0.2- Т/ТО.З
Рис. 9. Изменение магнитных характеристик стали Х70 как функция приложенных напряжений, нормированных на величину условного предела текучести
характеристики ведут себя несколько иначе, чем при растяжении. На рис. 9 показано деформационное поведение Нс, Вг, ц тах и /тах при растяжении и кручении образцов, вырезанных поперек оси трубы, как функция приложенных напряжений, нормированных на величину условного предела текучести а02 и т03 соответственно (измерения проводили под нагрузкой). Видно, что под действием касательных напряжений при деформа-
Рис. 10. Морфология поверхности излома образцов стали Х70, х160(б)
ции кручением коэрцитивная сила неуклонно возрастает, причем на стадии предразрушения это возрастание приобретает лавинообразный характер. При напряжении условного предела текучести т0 3 кривые изменения остаточной индукции и максимальной проницаемости демонстрируют небольшие перегибы, связанные, очевидно, со сменой механизма деформации. С приближением значений действующих напряжений к пределу прочности и при растяжении и при кручении отмечается заметное снижение намагниченности насыщения Jmax, что, вероятно, является следствием накопления в материале микропор, рыхлот и микротрещин.
4.5. Связь между поврежденностью стали при растяжении и кручении и магнитными характеристиками
Результаты микрофрактографического анализа поверхности изломов разрушенных образцов, вырезанных поперек оси трубы (рис. 10), после испытаний на одноосное растяжение при комнатной температуре указывают на преобладание вязкого ямочного механизма разрушения изученных сталей. Согласно современным представлениям накопление несплошностей при вязком разрушении конструкционных сталей включает в себя зарождение микропор на границе раздела «матрица -частица второй фазы», стабильный рост микропоры с образованием полости вокруг частицы, нестабильный (ускоренный) рост микропоры до встречи с соседними порами или поверхностью тела с образованием поры, полости или ямки [16]. При намагничивании и пе-ремагничивании микропоры и другие несплошности ведут себя как немагнитные включения и потому должны приводить к уменьшению намагниченности насыщения, а связанные с ними поля рассеяния — к росту коэрцитивной силы. Это можно видеть на рис. 11, где изменение коэрцитивной силы Нс и намагниченности
поперек оси трубы, после испытания на растяжение: х80 (а),
Рис. 11. Изменение коэрцитивной силы Нс и намагниченности насыщения Jmax стали Х70 как функция параметра поврежденности ю при растяжении (а) и кручении (б)
насыщения при растяжении и кручении образцов, вырезанных поперек оси трубы, показано как функция параметра поврежденности ю, рассчитанного по формулам (1)-(6) и истинной деформации є Представленные кривые свидетельствуют, что с ростом поврежденности и деформации при кручении коэрцитивная сила неуклонно растет, а намагниченность насыщения снижается, что является отражением процесса накопления дефектов кристаллической решетки, микропор, микротрещин и т.д. В условиях растяжения за счет возникновения магнитоупругого эффекта Нс ведет себя неоднозначно до значений параметра поврежденности ю порядка 0.04 %, а дальнейшее накопление поврежденности при растяжении приводит к заметному росту коэрцитивной силы.
Однако, имея зависимости коэрцитивной силы от поврежденности при растяжении и кручении, представ-
ленные на рис. 11, нельзя в полной мере судить о влиянии поврежденности на коэрцитивную силу. Это связано с тем, что величина поврежденности зависит от коэффициента жесткости напряженного состояния а/Т и коэффициента Лоде-Надаи ца, которые в условиях кручения равны а/ Т = 0, ца = 0, а в условиях растяжения до момента образования шейки равны а/ Т = 0.57, ца = -1 и неизменны на протяжении всего процесса деформирования. В реальных условиях эксплуатации магистральных газопроводов эти величины могут меняться в пределах -3 < а/Т < 1.5, -1< ца< < 1, что диктует необходимость дальнейших исследований и экспериментов, в которых величины а/Т и ца изменялись бы в указанных интервалах. В результате такой работы будет возможно получить качественную зависимость Н с = f (ю) и по параметру поврежденности оценить текущее состояние магистрального газопровода.
5. Заключение
Показано, что для структуры стали Х70 после контролируемой прокатки характерны разнозернистость, полосчатость, смесь структурных составляющих различных типов и текстура в феррите. Исследовано влияние структурной анизотропии на магнитные и механические характеристики. Установлено, что при отсутствии внешних нагрузок численные значения магнитных свойств зависят от направления намагничивания относительно направления прокатки и коррелируют с прочностными свойствами. В направлении, где магнитная проницаемость наибольшая (вдоль оси прокатки), прочностные характеристики минимальны. Направлению поперек оси прокатки соответствует наименьшая магнитная проницаемость и максимальные прочностные свойства.
Проанализированы особенности изменения коэрцитивной силы, остаточной индукции и магнитной проницаемости стали Х70 контролируемой прокатки при силовом нагружении. Показано, что характер изменения магнитных характеристик под действием растягивающих нагрузок обусловлен действием ряда факторов, среди которых ключевыми являются структурная анизотропия контролируемой прокатки, магнитоупругий эффект и рост плотности дефектов кристаллического строения. В интервале растягивающих напряжений 200-250 МПа влияние структурной анизотропии контролируемой прокатки на магнитные свойства трубной стали маскируется более сильным воздействием магнитной текстуры напряжений. Установлено, что для оценки действующих растягивающих напряжений целесообразно измерять магнитные характеристики в различных направлениях по отношению к оси трубы. Отсутствие различий в измеренных таким образом значениях указывает на достаточно высокий уровень нагруженности конструкции, при котором создаются растягивающие напряжения не менее 200-250 МПа.
Обнаружено, что заметное отклонение магнитных характеристик, зарегистрированных после снятия нагрузки, от значений до нагружения позволяет диагностировать факт допущенной перегрузки конструкции с превышением предела текучести материала. Более точно оценить достигнутый уровень нагруженности конструкции можно по значениям коэрцитивной силы, измеренным вдоль направления прокатки, если иметь предварительно установленные эмпирические зависимости, связывающие магнитные характеристики конкретной стали с величиной ранее приложенных внешних растягивающих напряжений.
С привлечением линейной модели накопления поврежденности рассчитан параметр ю, характеризующий величину поврежденности, накопленную при растяже-
нии и кручении стали Х70. Показано, что с накоплением поврежденности материала происходит рост коэрцитивной силы и снижение намагниченности насыщения, что создает основу для неразрушающего контроля объектов высокой опасности в условиях их эксплуатации.
Работа выполнена при частичной поддержке гранта РФФИ № 07-01-97623.
Литература
1. Анучкин М.П., Мирошниченко Б.И., Горицкий В.Н. Трубы для ма-
гистральных трубопроводов. - М.: Недра, 1986. - 231 с.
2. Фролов К.В., Махутов Н.А., Хуршудов Г.Х., Гаденин М.М. Прочность, ресурс и безопасность технических систем // Проблемы прочности. - 2002. - № 5. - С. 8-18.
3. ТеплинскийЮ.А., АгинейР.В., Кузьбожев А.С., АндроновИ.Н. Исследование особенностей изменения магнитных параметров стали марки 17Г1С в условиях одноосной растягивающей нагрузки // Контроль. Диагностика. - 2004. - № 12. - С. 6-8.
4. Агиней Р.В., Кузьбожев А.С. Моделирование состояния стали при
оценке механических напряжений по коэрцитивной силе // Технология металлов. - 2006. - № 1. - С. 14-16.
5. Матросов Ю.И., Литвиненко Д.А., Голованенко С.А. Сталь для магистральных газопроводов. - М.: Металлургия, 1989. - 288 с.
6. Горкунов Э.С., Смирнов С.В., Родионова С.С. Влияние пластической деформации при гидростатическом давлении на повреж-денность и магнитные характеристики стали 3сп // Физ. мезо-мех. - 2003. - Т. 6. - № 5. - С. 101-108.
7. Горкунов Э.С., Смирнов С.В., Задворкин С.М., Вичужанин Д.И., Митропольская С.Ю. Влияние накопленной деформации сдвига и поврежденности при кручении на магнитные характеристики стали // Физ. мезомех. - 2004. - Т. 7. - Спец. выпуск. - Ч. 2. -С. 311-314.
8. Горкунов Э.С., Гладковский С.В., Митропольская С.Ю., Задворкин С.М., Вичужанин Д.И. Эволюция магнитных свойств Fe-Mn и Fe-Mn-Cr сталей с различной стабильностью аустенита при упругопластической деформации // ФММ. - 2008. - Т. 105. -№ 4. - С. 1-8.
9. Llewellin D.T. Steels: Metallurgy and application. - Sydney: Butter-worth-Heinemann Ltd., 1994. - 309 p.
10. ПумпянскийД.А., Пышминцев И.Ю., Фарбер В.М. Методы упрочнения трубных сталей // Сталь. - 2005. - № 7. - С. 67-74.
11. Горкунов Э.С., Задворкин С.М., Смирнов С.В., Митропольская С.Ю., Вичужанин Д.И. Взаимосвязь между параметрами напряженно-деформированного состояния и магнитными характеристиками углеродистых сталей // ФММ. - 2007. - Т. 103. - № 3. -С. 322-327.
12. Колмогоров В.Л. Напряжения, деформации, разрушение. - М.: Металлургия, 1970. - 230 с.
13. Колмогоров В.Л. Механика обработки металлов давлением. - М.: Металлургия, 1986. - 688 с.
14. Счастливцев В.М., Яковлева И.Л., Терещенко Н.А. и др. Особенности химического состава и структура низкоуглеродистых низколегированных трубных сталей после контролируемой прокатки // МиТОМ. - 2008. - № 5. - С. 3-8.
15. Вонсовский С.В., Шур Я.С. Ферромагнетизм. - М.-Л.: ОГИЗ, 1948.- 816 с.
16. Горицкий В.М. Диагностика металлов. - М.: Металлургиздат, 2004. - 402 с.
Поступила в редакцию 08.09.2009 г., после переработки 25.11.2009 г.
Сведения об авторах
Горкунов Эдуард Степанович, чл.-корр. РАН, дир. ИМАШ УрО РАН, ges@imach.uran.ru Митропольская Софья Юрьевна, к.т.н., снс ИМАШ УрО РАН, mitr@imach.uran.ru Вичужанин Дмитрий Иванович, к.т.н., нс ИМАШ УрО РАН, mmm1@imach.uran.ru Туева Евгения Александровна, инж. ИМАШ УрО РАН, tuevaevgenya@mail.ru
