CC BY
43
30. Kostyukov V. N., Naumenko A. P., Kudryavtseva I. S. Assessment of characteristic function modulus of vi-broacoustic signal given a limit state parameter of diagnosed equipment // Journal of Physics: Conference Series. 2017. Vol. 944. P. 012063. DOI: 10.1088/1742-6596/944/1/012063.
31. Кудрявцева И. С., Науменко А. П., Одинец А. И., Барданов В. Е. Новые диагностические признаки технического состояния поршневых компрессоров на основе характеристической функции виброакустического сигнала // Проблемы машиноведения : сб. матер. III Междунар. науч.-технич. конф. 2019. Ч. 2. С. 207-214.
32. Костюков В. Н., Науменко А. П., Кудрявцева И. С. Оценка модуля характеристической функции виброакустического сигнала при заданном параметре для предельных состояний объекта диагностирования // Динамика систем, механизмов и машин. 2017. Т. 5, № 4. С. 239-244.
33. Кудрявцева И. С., Науменко А. П. Оценка количественных критериев параметров характеристической функции для различных состояний объекта диагностирования // Наука, образование, бизнес: материалы Междунар. науч.-практ. конф. учёных, препод., асп., студ., спец-ов промышленности и связи, посвящённой Дню радио. 2016. С. 193-209.
34. Кудрявцева И. С. Методика оценки статистических свойств характеристических функций // Омский научный вестник. 2016. № 5 (149). С. 121-124.
35. Левин Б. Р. Теоретические основы статистической радиотехники. Изд. 3-е, перераб. и доп. М. : Радио и связь, 1989. 656 с.
36. Харкевич А. А. Борьба с помехами. Изд. 3-е. Москва : URSS : Либроком, 2008. 274 с.
УДК 539.4.011
РАСЧЕТ ВРЕЗКИ ТРУБОПРОВОДА С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ПРОГРАММНОГО ПРОДУКТА ANSYS И АНАЛИЗ С ПОМОЩЬЮ МЕТОДА КОНЕЧНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
ANALYSIS OF TIE-IN CALCULATIONS FOR THE PIPELINE USING ANSYS SOFTWARE AND ANALYSIS WITH FINITE ELEMENT METHOD
А. В. Занин, И. Н. Квасов
Омский государственный технический университет, г. Омск, Россия
A. V. Zanin, I. N. Kvasov Omsk State Technical University, Omsk, Russian Federation
Аннотация. В работе рассматривается вопрос о напряжениях, возникающих при врезке проектируемого ответвления в основную существующую магистраль. Проведены расчеты в ручном виде и при помощи отечественного программного продукта СТАРТ, специализирующегося на расчетах трубопроводов, и программного продукта Ansys. Для решения поставленной задачи был использован метод конечных элементов для отображения высокой точности врезки; также спроектирована 3D-модель трубопроводов, которая визуализирована при помощи программного продукта Aveva PDMS. Полученные результаты, при разработке модели позволили установить наиболее оптимальные характеристики врезки трубопровода при прочностных нагрузках и выявить необходимость использования усиления данной врезки. В ходе проведенных исследований были рассмотрены значимые аспекты прочностных расчетов, а также особенности использования специализированных программных продуктов. Результаты расчета бы. in реализованы при проведении инженерных работ по реконструкции блока гидродеароматизации установки гидрокрекинга Пермского НПЗ.
Ключевые слова: расчет врезки трубопровода, расчет на прочность, ПП СТАРТ, ПП Ansys, ПП Aveva PDMS.
DOI: 10.25206/2310-9793-7-2-103-113
I. ВВЕДЕНИЕ
Для расчета был выбран трубопровод, проектируемый для ООО «Лукойл-Пермнефтеоргсинтез» при проведении инженерных работ по реконструкции блока гидродеароматизации (далее - ГДА) установки гидрокрекинга. В ходе реализации проекта необходимо было подключать вновь проектируемые трубопроводы к существующим коллекторам, что требовало расчета способа присоединения и деталей, предназначенных для этого. Далее приведены расчеты врезки в трубопровод сброса факельных газов от нового оборудования в коллектор, различными способами прочностного расчета.
Суть данной работы заключается в отображении практических результатов и значимости применения специализированных программных продуктов в ходе различных технологических расчетов и, соответственно, стандартных ручных расчетов, а также поиск оптимального варианта при современном многообразии способов расчета.
Задачи и цели, которые ставятся: во-первых, целью является выбор оптимального способа расчета врезки ответвления в трубопровод, определение условий при которых необходимо усиление врезки, а также проведение расчетов на прочность. Во-вторых, задача практической работы - выполнить проверку врезки на прочность при всех проводимых условиях.
Прежде чем приступить к началу данной работы, были изучены зарубежные и отечественные научные журналы. Подобная тема рассматривалась китайскими специалистами во главе с Zhou Yan в научном издании Material Science Forum Pfaffikon в статье "Stress Analysis for the Tie-in Girth Weld of X90", в которой они проводили прочностные расчеты сварных швов при врезке в трубопровод классификации X90 с помощью использования метода конечных элементов. При этом также использовался специализированный программный продукт Caesar II, с которым отечественный аналог I II I СТАРТ может в определенных аспектах конкурировать [1, 2].
II. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ
В первую очередь, в работах данного типа интересуют результаты анализа множества различных продуктов и вариантов расчета. Данная статья относится к типу обзорных статей и в данной работе рассматривается и предлагается дополнительный способ для расчета врезки в магистраль, что позволит получать более точные результаты при проведении подобного рода расчета.
Изначально проводился расчет в ручном виде для полного понимания процесса врезки ответвления в магистраль и далее применялся программный продукт СТАРТ (далее ПП СТАРТ), специализированный продукт для расчета Ansys, а также программный продукт для визуализации процесса в 3D Aveva PDMS. Данная программа позволяет проводить расчет с применением метода конечных элементов, который с достаточно высокой долей вероятности повышает точность результатов.
Далее приведены расчетные условия для трубопровода сброса факельных газов от нового оборудования в коллектор.
Факельный коллектор 800-^-10070 - существующий трубопровод:
Условный диаметр Dу=800 мм.
Наружный диаметр D=820 мм.
Толщина стенки S=10 мм.
Материал трубопровода - сталь 20.
Тип трубопровода и деталей - электросварной.
Расчетная температура Т=425°С
Расчетное внутреннее избыточное давление Р= 1 кгс/см2 (0,98 МПа).
Трубопровод сброса факельных газов от нового оборудования в коллектор - новый трубопровод:
Условный диаметр Dу=150 мм.
Наружный диаметр D=159 мм.
Толщина стенки S=5,5 мм.
Материал трубопровода - сталь 20.
Тип трубопровода и деталей - электросварной.
Расчетная температура Т=425°С
Расчетное внутреннее избыточное давление Р= 1 кгс/см2 (0,98 МПа).
III. ТЕОРИЯ
Согласно ГОСТ 32388-2013 «Трубопроводы технологические. Нормы и методы расчета на прочность, вибрацию и сейсмические воздействия» расчетная толщина стенки магистрали (мм) во врезках при действии внутреннего избыточного давления (рис. 1) определяется по формуле [4]:
_ И • D
Srm " 2ш1и(ф,;ф,)[а] + |Р\' (1)
где Р - расчетное внутреннее избыточное давление, МПа; D - наружный диаметр трубы или детали, мм;
Фу - коэффициент прочности продольного сварного шва при растяжении; Ф<1 - коэффициент прочности элемента, ослабленного отверстием; [с] - допускаемые напряжения при расчетной температуре, МПа.
Рис. 1. Схема врезки в магистраль с накладкой
Расчетное давление и наружный диаметр трубы - исходные данные для расчета. Допускаемое напряжение при расчете труб и соединительных деталей трубопровода на статическую прочность рассчитывают по формуле (2).
м
а | = Ш1П
^РП иЛи О. а1/2.105
2,4
1,5
1,5
1,0
(2)
где Овл - минимальное значение временного сопротивления (предела прочности) при растяжении при расчетной температуре ^С, МПа;
Орл - минимальное значение предела текучести при расчетной температуре ^С, МПа;
Оо,2л - минимальное значение условного предела текучести при расчетной температуре ^С, МПа;
о2-ю5л - условный предел длительной прочности на ресурс 2105 часов при расчетной температуре ^С,
МПа;
Ош-ю5л - условный предел ползучести при растяжении, обуславливающий деформацию в 1% за 2105 часов при расчетной температуре ^С, МПа.
Нормативные значения [о] допускается принимать для электросварных труб и деталей по [5]. При расчетной температуре от 400°С до 450°С значение коэффициента фу определяется линейным интерполированием.
Расчетный коэффициент снижения прочности магистрали врезки, ослабленной укрепленным отверстием, фа определяется по формуле (3), при похожем варианте расчета парной регрессии: [2]
1,75 +
>/(Ва - * + С)(* - С)
£ ^
2(* - с)у/(- * + С)(* - С)
(3)
где d - внутренний диаметр штуцера (ответвления), мм;
8 - номинальная толщина стенки или фасонной детали, мм; с - суммарная прибавка к толщине стенки, мм;
ХА - сумма укрепляющих площадей штуцера и накладки (если таковая имеется), мм2. Суммарная прибавка к толщине стенки с определяется по формуле (4)
С = с + с2 , (4)
где с - технологическая прибавка, равная минусовому отклонению толщины стенки по стандартам и техническим условиям, мм;
с2 - прибавка для компенсации коррозии и эрозии, принимаемая согласно [6] или отраслевым документам с учетом расчетного срока эксплуатации, мм.
Сумма укрепляющих площадей штуцера и накладки определяется по формуле (5):
IА=А + А, (5)
где Аь - укрепляющая площадь штуцера, мм2;
.................................. _ ___________________2
Ап - укрепляющая площадь накладки, мм .
Укрепляющая площадь штуцера Аь для наружных штуцеров, конструкция которых соответствует рисунку 1, определяется по формуле (6):
А = 2кь [(^ - с)- ^ ], (6)
где ^ - расчетное значения высоты внешней части штуцера, мм; Бь - номинальная толщина стенки штуцера, мм; Боб - минимальная толщина стенки, мм.
Для врезок минимальная толщина стенки s0ь определяется по формуле (7)
р • * (7)
0Ь 2[ст]-Р
Используемое при расчете значение высоты штуцера принимается по чертежу на конкретный штуцер, но не более приведенного ниже значения:
К = К = 1,2Ц(4 -)(-с), (8)
где d - наружный диаметр, мм.
При одновременном укреплении отверстия штуцером и накладкой (в соответствии с рисунком 1) высота укрепляющей части штуцера ^ принимается без учета толщины накладки мм):
К = 1- ^ (9)
Укрепляющая площадь накладки (в соответствии с рисунком 1) определяется по формуле
А = 2ЬЛ (10)
где Ьп - ширина накладки, мм.
ьп (11)
Для факельного коллектора и ответвления от него с помощью линейной интерполяции определяем допускаемое напряжение [с] при Т=425°С (рис. 2, 3). Для магистрали (электросварной) [с] = 77 МПа, для ответвления (электросварной) - [с]= 60 МПа. Также интерполяцию можно применять при использовании парной регрессии [9].
Коэффициенты прочности фу для стыковых сварных соединений при растяжении от давления составляет
0,8.
Для определения расчетного коэффициента снижения прочности магистрали тройника (врезки), ослабленной укрепленным отверстием, фа по формуле (3).
Наружный диаметр трубы (магистрали) D=820 мм, внутренний диаметр штуцера (ответвления) а1=148 мм.
Найдем суммарную прибавку к толщине стенки с. Технологическая прибавка с по стандарту для магистрального трубопровода согласно [7] - 0,8 мм. Прибавка на коррозию и эрозию с2 составляет 2 мм. Суммарная прибавка с составит 2,8 мм:
с = 0,15 • 5,5 + 2 = 2,825 мм
Зависимость допускаемого напряжения стали 20 от расчетной температуры стенки
« с
о S X
щ
о; о. с
та т ф
0 £ О)
га
1
о >
С
о с3
110 100 90 80 70 60 50 40 30 20
t
\ \
\
\
Ч
\
[<т]=60 МПа Ч
N к
к
ч
ч
к
425 С | N к
360 370 380 390 400 410 420 430 440 450 460 470 480 490 500 Расчетная температура стенки, "С
Рис. 2. Интерполяция данных трубопровода D=820 мм
150 200 250 300 350 Расчетная температура стенки, X
Рис. 3. Интерполяция данных трубопровода D=159 мм
Для ответвления технологическая прибавка Ci согласно [6] составляет 15% от толщины стенки, а прибавка на коррозию и эрозию с2 также составляет 2 мм, т. е.
0,98 -148 , „„ s0J =-= 1,22 мм,
2 - 60 - 0,98
h = 1,25^(159 - 5,5)(5,5 -2,825) = 25,3 мм, A = 2 - 25,3 [(5,5 - 2,8825) -1,22] = 73,7
мм
IА = А = 73,7 мм2.
Расчетный коэффициент снижения прочности магистрали врезки, ослабленной укрепленным отверстием, фа находим по формуле (3):
Фй =-
2
1,75 + -
148
1 + -
73,7
= 0,579.
_ 2 (10 - 2,8 + 2,8)^(820 -10) (10 - 2,8)
^(820-10 + 2,8)(10-2,8) [ Номинальная толщина стенки магистрали s составляет 10 мм. Она должна соответствовать условию
* > + С , т. е.
* >8,9 + 2,8 = 11,7мм.
Данное условие при текущих исходных данных не соблюдается. Таким образом, применение врезки не удовлетворяет прочностным условиям.
Для того чтобы укрепить врезку, выберем накладку толщиной sn=10 мм. Укрепляющая накладка на врезку d=159 мм в магистраль D=820 мм должна иметь диаметр 330 мм и, соответственно, ширину Ьп=86 мм.
Проверим ширину накладки Ьп, значение которой не должно превышать рассчитанного по формуле (11), т.е.
Ъ = ^(820-10)(10 +10-2,8) =413932 = 118 мм
Поскольку 86<118 мм, то в расчете используем ширину накладки Ьп=86 мм. Укрепляющая площадь такой накладки согласно формуле (10) составит
А = 2-10 ■ 86 = 1720 мм
п
При одновременном укреплении отверстия штуцером и накладкой высота укрепляющей части штуцера
Иь рассчитывается по формуле (9):
кь = 1,25^(159 - 5,5) (5,5 - 2,825)-10 = 15,3
мм.
Укрепляющая площадь штуцера изменится и согласно формуле (6) составит
А = 2 -15,3 [(5,5 - 2,8825) -1,22] = 44,6 мм2. Тогда сумма укрепляющих площадей штуцера и накладки
£ А = 44,6 + 1720 = 1764,6 мм2.
Расчетный коэффициент снижения прочности магистрали врезки, ослабленной укрепленным отверстием, фа находим по формуле (3):
Фй =-
2
1,75 +
148
^(820-10 + 2,8) (10 - 2,8)
1 +
1764,6
2 (10 - 2,8)^(820 -10 + 2,8) (10 - 2,8)
= 1,412
Определяем расчетную толщину стенки магистрали по формуле (1):
0,98 ■ 820
= 5,19 мм
2Ш1П(1, 0;1,41) ■ 77 + 0,98 Проверим соблюдение условия * > *ш + С :
* > 5,19 + 2,8 = 7,99 мм.
IV. РЕЗУЛЬТАТЫ РАСЧЕТОВ
Так как номинальная толщина стенки магистрали s=10 мм и условие соблюдено, то при врезке трубопровода сброса факельных газов от нового оборудования в коллектор нужно использовать накладку толщиной 10 мм и диаметром 330 мм.
Для упрощения и сокращения времени ручной расчет проводился с помощью MS Excel с приведенными формулами выше. Исходные данные и результаты расчета в MS Excel приведены ниже (рис. 4).
А - с а
Паоамето Примеи»ме Усп ООсенач Значен« ЕД лзуекния
2 заяет-ое вн/трежее лэв»тс»«е дз=л»нле р 098 мпа
2 марршьй длзиетр тал» лги сета™ юг О 820,00 ММ
•» ожыгиэе кольцевое чатряю-ме от а-?,т»«его давле-мя war М 77 00 МГ)а
а зкчет-ое ээе напряжение от 5ч,т»-не-о давления отв м 63 00 МПа
е сокрЧмциент тяже™ злеиг-лэ оо сварном lbou tjv растяженли ъ 1.00 -
7 заметно юзффи^нент отеля гро»ости иаглстраги тропика ;врезси) бчасг ф» 058 -
8 »метчв'Л юким^лент смляення трсмости магистрали тро*«са ( s»s«vt) +нзсладсз ф. 1.41 -
9 оиелчэгйпзя тог .цл-а стенси или фэян-о? детали маг s 10.00 ИМ
3D сумма нрешшоирс тго цу^Д ыту^еэа и насладси биасл X* 7« 38 ИМ-'
И c/vw у*релляои^к ппоцздей ипу jesa и нзеладел ■мзслздсэ £А 176559 им*
22 з-еи«а диаметр ;ответвленля; отв 0 159 00 им
:з анутр&*мй диаметр шт/aiepa (ответвлена; отв а 148Х им
темогоглессая приозеез рзе-ая w*fyoo®owy отегеняяо тол j^i стен» 083
И "о стэчдззтзм .1 темлессим ycroaww отв с, им
аз тэЛэесз чз содомию и с-сомо отв Pt 2.00 ММ
:е сумма&ая тнСавса с толокне стен к/ отв с 283 мм
тетолспыессая тававса эаздя whkxsov/ отслонен« толочь, стен си 080
>7 ю стандарта« и темлессиу условиям маг с, им
38 -оиЗазса кз коррозию л ;<еыо war Cs 2.00 мм
:э qwapoa хиоавез с тол стенга uar с 280 мм
2С усретляо-^ая тло.цад= -асладси Олакп А, ОХ ИМ1
22 у©епг»о.цая тлоицдь касладси +насладсз ^ 1720.Х им*
22 усоепляси^зя тго.цадь оту^ера 6'НЗСЛ \ 74,39 мм*
23 ■жзегадез At 4529 ММ-
2Л номинальная тол:ч»е стенси штуцера отв St 5.50 мм
23 инимагъчая тал стен си отв Set ш им
2е оэяетн»е >аче-ия з»сот» s-fej-ei части штуцерэ бласг \ 25 56 им
27 оазчетнав гчзигнла в»сот» веимМ части иту^еоа +насладса N 15.56 мм
25 разчетн»« &вчен*я Ваоот». ^утренней часта штуцерз отв V 1022 им
2* тол v-a чзеладеи H3U1 i. 10.00 ми
20 шдаиэ наслади наст 0, 86 X им
S1
::
23 Расчетная таг.цн-а стенси магистрали 1 5езнасл Ecu 892 11.72 им
34 Расчетная тшкдоа стен» магистрали + насгадса Sex 5.19 799 ии
■ ■
Рис. 4. Ручной расчет врезки с накладкой и без
Далее проводился расчет с помощью 1111 СТАРТ. Исходные данные и результаты расчета сварной врезки без накладки приведены в рис. 5 и с накладкой (рис. 6). [8]
Рис. 5. Расчет врезки без накладки в ПП СТАРТ
Рис. 6. Расчет врезки с накладкой в ПП СТАРТ
По расчету в 1111 СТАРТ (рис. 5, 6) видно, что результаты расчетов в ручном виде и с использованием 1111 идентичны, следовательно, можно перейти к следующему этапу - применению метода конечных элементов.
Если изучить уже получившиеся результаты расчетов, то можно было бы задать следующий логичный вопрос: «Почему стоит использовать в современных расчетах метод конечных элементов (МКЭ)?». Если бы мы сравнивали МКЭ, например, с вариационными методами, то последние представляют собой упругие смещения, возникающие в теле под нагрузкой. Основные трудности при использовании вариационных методов состоят в выборе аппроксимирующих функций (заранее выбранные функции). Конечно, известно, что с использованием метода увеличения числа таких функций точность решения может быть увеличена, но учет местных особенностей напряженного состояния, т.е. концентраций напряжений, остается весьма трудным.
В МКЭ тело разбивается на малые, но конечные элементы, что наглядно показано на рис. 7.
Рис. 7. Модель врезки в трубопровод с применением метода конечных элементов
Аппроксимация функций проводится в каждом элементе отдельно, и в качестве основных неизвестных принимаются смещения в узловых точках, сопрягающих отдельные конечные элементы. Аппроксимация смещения внутри малой области позволяет использовать простейшие функции (линейные и квадратичные функции координат). Это позволяет нам проводить хоть и громоздкие расчеты, но с использованием программных продуктов, например Ansys, довольно быстро и, что самое главное, точно.
На примере использования данного программного продукта был проведен расчет с наглядным отображением результата влияющих нагрузок на трубопровод с врезкой (рис. 8, 1-2).
При построении модели учитываются вес трубы, узлы соединений трубы с неподвижными опорами и изменения внутреннего давления жидкости по всей длине трубопровода. Приняты следующие допущения: трубопровод без внешней изоляции, что влияет на температуру продукта; гидродинамические нагрузки на трубопровод не учитываются, так как расчет на гидродинамику не проводится в данной статье.
Граничные условия при расчете МКЭ - расчет узлов соединений трубы с врезкой и прилегающих к ним деталей трубопроводов. Ввиду того факта, что МКЭ позволяет разбивать модель на элементы, то размер элементов можно менять, уменьшая его вблизи интересующей области и увеличивая — для снижения затрат процессорного времени. Что и было сделано (рис. 7), где конечные элементы в средней части магистрали гораздо больше по площади охвата, в отличие от конечных элементов на узлах соединений.
Рис.8.1. Модель врезки в трубопровод с применением метода конечных элементов с приложенными средними основными нагрузками
По рисункам 8.1 и 8.2 видно, что наименьшие нагрузки трубопровод испытывает в месте соединения врезки с трубопроводом с наличием накладки, что позволяет нам сделать вывод, что метод конечных элементов отображает полную картину расчетов не только в плане результатов, но и с помощью наглядного применения программных продуктов.
Рис.8.2. Модель врезки в трубопровод с применением метода конечных элементов с приложенными средними основными нагрузками
V. ОБСУЖДЕНИЕ
Также для визуализации проведения инженерных работ по реконструкции блока гидродеароматизации установки гидрокрекинга было принято решение отобразить данную врезку в трубопровод не абстрактно, а в режиме реального расположения данных трубопроводов. Применение программного продукта Aveva PDMS с учетом результатов расчетов позволило построить модель трубопроводов (рис. 9), к которым были приложены нагрузки. Привлечение программного продукта с применением 3D технологий использовано для наглядности данной практической работы, а также отражение существующих конструкций Пермского НПЗ, что опять же показывает не только условную врезку двух отдельно взятых трубопроводов, но и реально существующую модель части установки гидрокрекинга [11].
Рис. 9. Модель трубопроводов диаметрами 820 мм и 159 мм: 1 - трубопровод факельных газов от оборудования диаметром 159 мм; 2 - коллектор факельного газа диаметром 820 мм
Желтым оттенком отмечается трубопровод факельных газов от оборудования (№ 1) диаметром 159 мм, а также оранжевым оттенком отмечается трубопровод № 2 - коллектор факельного газа диаметром 820 мм. Тем самым, исходя из модели, можно сказать, что трубопроводы с внешними диаметрами 820 мм и 159 мм выдерживают все расчетные нагрузки, так как программа бы их не позволила построить. [3]
На основании полученных результатов, можно сделать вывод, что трубопроводы с данными диаметрами одинаково готовы к эксплуатации в заданных режимах работы. Рассмотренная врезка ответвления в основную магистраль необходима и подтверждена расчетами, как в ручном варианте, так и с помощью специализированных программных продуктов.
VI. ВЫВОДЫ И ЗАКЛЮЧЕНИЕ
По результатам работы можно сделать следующий вывод: ручной расчет показал высокую точность результатов, как и расчет в специализированном программном продукте. При этом раз точность результатов показана идентичная в обоих случаях, то предпочтение при расчетах можно отдать программному продукту. Однако нами предлагается при проведении данных расчетов использовать и метод конечных элементов. Причина использования данного метода в его наглядности. При расчете более сложных механизмов и узлов данный метод покажет также высокие результаты точности, хоть и займет большее количество времени, потраченное на проведение данного расчета, в отличие от ручного расчета или использования ПП СТАРТ. Соответственно, нами предлагается включить в расчеты данных типов врезок метод конечных элементов.
Также можно подчеркнуть, исходя из цели работы, оптимальный способ расчета врезки ответвления в трубопровод можно выделить при следующих условиях: с использованием MS Excel, удобство заключается в решении задач при наличии большого количества соединений в трубопроводах, так как в ПП СТАРТ необходимо для каждой врезки заводить новый расчет. Однако на создание такой таблицы в MS Excel ушло определенное количество времени, а в ПП СТАРТ остается лишь ввести параметры для расчетов, при этом ПП позволяет это делать с определенной выборкой параметров.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Zhou, Yan; Fan, Yu Ran; Yao, Deng Zun; Zhong, Ting; Zhang, Xi Xi. Stress Analysis for the Tie-in Girth Weld of X90 // Materials Science Forum. 2016. Т. 850. Р. 889-893
2. Muhammad Abid, Muhammad Siddique. Numerical simulation of the effect of constraints on welding deformations and residual stresses in a pipe-flange joint // Modelling and Simulation in Materials Science and Engineering. 2005. Vol. 13, no. 6. Р. 1383-1402.
3. Zanin A. V., Milke A. A., Kvasov I. N. Hydrocarbons pipeline transportation risk assessment // Journal of Physics: Conf. Series. 2018. Vol. 998. Р. 012043. D0I:10.1088/1742-6596/998/1/012043.
4. González-Estrada O. A., León J. S., Pertuz A. Influence of the boundary condition on the first ply failure and stress distribution on a multilayer composite pipe by the finite element method // Journal of Physics: Conference Series. Ser. 1159. Р. 012013.
5. Husaini, Amir Zaki Mubarak, Rizki Agustiar. Study on pipe deflection by using numerical method // I0P Conf. Series: Materials Science and Engineering. 2018. Vol. 352. DOI: 10.1088/1757-899X/352/1/012021.
6. Wael A. Altabey, Mohammed Noori. Detection of Fatigue Crack in Basalt FRP Laminate Composite Pipe using Electrical Potential Change Method // Journal of Physics: Conference Series. 2017. Vol. 842, Is. 1. Р. 012079.
7. Wang M., Tang P., Xia J. F., Ling Z. W., Cai G. Y. Safety assessment for In-service Pressure Bending Pipe Containing Incomplete Penetration Defects // Earth and Environmental Science. 2017. Vol. 100, Is. 1. Р. 012094.
8. Xu G. F., Ou G. F., Chen T., Li P. X., Jin H. Z. Numerical simulation and factor analysis of petrochemical pipe erosion-corrosion failure // Materials Science and Engineering. Vol. 129. DOI: 10.1088/1757-899X/129/1/012033.
9. Занин А. В. Моделирование парной регрессии и проверка её качества на основе анализа // Транспортное дело России. М.: ООО «Морские вести России», 2017. № 6. С. 20-26.
10. Серенко А. Н. Компьютерный модуль расчета геометрических характеристик плоских сечений // Вестник Приазовского государственного технического университета. Серия: Технические науки. 2001. С. 5-6.
11. Магалиф В. Я. Теоретические основы конструирования трубопроводов тепловых сетей : справочно -методический материал. М. : ООО «НТП Трубопровод», 2005. С. 12-14.
12. Краснокутский А. Н., Тимошкин А. И. Проблемы расчета прочности и жесткости штуцеров. М.: Cadmaster, 2007. № 3. 525 с.
УДК 681.518.5
ВЕРОЯТНОСТНО-СТАТИСТИЧЕСКИЙ КРИТЕРИЙ ОЦЕНКИ СОСТОЯНИЯ ПО ПАРАМЕТРАМ ВИБРОАКУСТИЧЕСКОГО СИГНАЛА
PROBABILISTIC AND STATISTICAL CRITERIONS FOR ASSESSING THE CONDITION BY VIBROACOUSTIC SIGNAL PARAMETERS
И. С. Кудрявцева, А. П. Науменко, А. М. Демин, А. И. Одинец
Омский государственный технический университет, г. Омск, Россия
I. S. Kudryavtseva, A. P. Naumenko, A. M. Demin, A. I. Odinets
Omsk State Technical University, Omsk, Russia
Аннотация. В работе представлены результаты исследований в области технической диагностики. В результате проведенных исследований выбран и обоснован критерий оценки состояния на основе параметров характеристической функции виброакустического сигнала. Предложенный критерий является интегральной оценкой и позволяет сформировать диагностические признаки неисправностей подшипников качения и узлов поршневых компрессоров. В работе исследованы граничные значения величин диагностических признаков на основе параметров площади под кривой модуля характеристической функции виброакустических сигналов. Построены кривые риска принятия решений, рассчитаны вероятности пропуска контролируемого состояния и ложной тревоги для выбранных величин критериев оценки состояния. Использование предложенных диагностических признаков в системе определяющих критериев неисправностей подшипников качения и поршневых компрессоров позволяет повысить достоверность диагностирования.
Ключевые слова: виброакустический сигнал, характеристическая функция, диагностический признак, виброакустическая диагностика, поршневой компрессор.
DOI: 10.25206/2310-9793-7-2-113-122
