Способ расчета на прочность композитной электроизолирующей вставки для трубопроводных систем Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

ДИНАМИКА, ПРОЧНОСТЬ, НАДЕЖНОСТЬ \

УДК 621.315

Б. С. Сарбаев, В. В. Семенюга

СПОСОБ РАСЧЕТА НА ПРОЧНОСТЬ КОМПОЗИТНОЙ ЭЛЕКТРОИЗОЛИРУЮЩЕЙ ВСТАВКИ ДЛЯ ТРУБОПРОВОДНЫХ СИСТЕМ

Разработан способ расчета на прочность композитной электроизолирующей вставки для электрического секционирования трубопроводных систем нефтегазовой промышленности. Основными элементами вставки являются два металлических патрубка с приваренными кольцевыми ребрами, электроизолирующее неметаллическое кольцо и композитная силовая оболочка. Получены расчетные соотношения, позволяющие определять напряжения и деформации в патрубках, монослоях композитной оболочки, кольцевых ребрах. Для прогнозирования нагрузок, при которых появляются пластические деформации в металлических элементах и микротрещины в полимерном связующем композиционного материала, используются соответственно условие начала пластичности Хубера-Мизеса и критерий максимальных напряжений. Приведен пример расчета.

Электроизолирующая вставка (ЭИВ) представляет собой неразъемное соединение, применяемое в трубопроводных системах нефтегазовой промышленности как элемент катодной защиты от почвенной коррозии и защиты от блуждающих токов. Известно, что эффективность катодной защиты в основном определяется ее способностью обеспечивать в течение заданного срока эксплуатации защитный потенциал на трубопроводе, соответствующий требованиям нормативно-технической документации [1, 2]. Величина защитного потенциала зависит как от состояния изоляционного покрытия трубопровода, так и от величины защитного тока. В случае деградации изоляционного материала, непредусмотренного контакта трубопровода с металлическими сооружениями и коммуникациями (низкоомным заземлением промыш-ленных площадок, водопроводными сетями и т.д.) величина защитного тока может существенно возрастать. Вследствие этого увеличивается потребляемая электрическая энергия, сокращается срок службы станций катодной защиты. Таким образом, технико-экономические показатели защитной системы ухудшаются.

Применение ЭИВ может существенным образом повысить эффективность катодной защиты. Положительный эффект достигается за счет рационального электрического секционирования трубопроводной системы, целенаправленного ее отделения от смежных металлических

конструкций и коммуникаций. Кроме того, увеличение суммарного электрического сопротивления трубопровода при установке ЭИВ замедляет коррозионные процессы, вызываемые блуждающими токами, исходящими от электрифицированного транспорта, сетей силовых и телефонных кабелей. В настоящее время эффективность электрохимической защиты трубопроводов от коррозии с применением ЭИВ обще-признана. равила их использования при проектировании, строительстве и эксплуатации трубопроводов нефтегазовой промышленности регламентированы нормативно-техническими документами [3].

Следует подчеркнуть, что ЭИВ — это весьма ответственный несущий элемент трубопроводной системы. Ее конструкция должна обеспечивать не только требуемые электрические параметры, но и достаточно высокие прочностные характеристики. Рассматриваемые трубопровода эксплуатируются в условиях интенсивного термосилового воздействия. При температуре эксплуатации в пределах от - 60 до +60°С и одновременном воздействии изгибающих моментов и перерезывающих сил, вызванных подвижками грунта, давление в трубопроводе может достигать 9,8 МПа. Электрическое сопротивление ЭИВ постоянному току при напряжении 500 В должно быть не менее 100 Юм для всех типоразмеров [3]. Такое сочетание требований к прочностным и электрическим параметрам позволяет рассматривать ЭИВ как изделие, конструктивная схема и технология изготовления которого наиболее рациональны в случае использования современных волокнистых композиционных материалов (КМ) с полимерным связующим. Действительно, такие КМ, как стекло-, органопластики, наряду с требуемыми прочностными свойствами, имеют и достаточно высокие параметры электрического сопротивления [4, 5].

Один из вариантов ЭИВ, изготавливаемый с применением КМ, предложен в работах [6, 7]. Основными элементами являются два металлических патрубка 1 из стандартных бесшовных труб нефтегазового сортамента, на наружные поверхности которых в зоне стыка приварены кольцевые ребра 2 из сортового проката (рис. 1). Патрубки соединены между собой композитной силовой оболочкой 3, формируемой в процессе непрерывной намотки стеклоровинга, пропитанного эпоксидным связующим. Патрубки электрически изолированы друг от друга кольцом 5, выполненным из стеклонаполненного полиамида. Для придания издели необходимой герметичности предусмотрены уплот-нительные резиновые кольца 4. Технология изготовления практически не ограничивает диапазон типоразмеров. Такие вставки могут использоваться для трубопроводов с условным диаметром Бу = 50 ... 1400 мм при рабочем давлении до 9,8 МПа и температуре окружающей среды от -20 до +60 °С.

Рис. 1. Вариант конструкции электроизолирующей вставки, изготовленной с применением композиционных материалов

Один из ключевых этапов разработки рассматриваемого изделия — расчет на прочность. В настоящее время для проведения поверочных расчетов силовых конструкций сложной геометрической формы, изготовленных с применением разнородных материалов, часто исполь-зу т универсальные конечно-элементные вычислительные комплекс .

днако наряду с ними на этапе проектирования полезно иметь относительно простые и достоверные зависимости, позволяющие выполнить оценку напряжений и деформаций в наиболее опасных сечениях при действии эксплуатационных нагрузок. На основании этих расчетов мо но обоснованно подойти к выбору материалов, геометрических размеров. Применительно к композитной ЭИВ особое внимание следует уделять расчету напряжений и деформаций в композитной силовой оболочке 3 в сечении А—А (см. рис. 1). Однонаправленные КМ, пригодные для изготовления ЭИВ, имеют сравнительно низкую есткость в направлении армирования и малу прочность при растяжении и сжатии в поперечном направлении. Вследствие этого в указанной части ЭИВ возможны повышенные деформации, растрескивание полимерного связующего и, как следствие, преждевременная разгерметизация конструкции. Во избежание этого эффекта на основе предварительного расчета целесообразно разработать рекомендации по выбору материалов и схемы армирования силовой оболочки. Кроме того, исходя из общих требований к трубопроводным системам, при проектировании ЭИВ важно рассчитать нагрузки, при которых в патрубках и кольцевых ребрах начинается пластическое деформирование. ри расчете их геометрических размеров одним из критериев выбора рациональной формы поперечного сечения кольцевых ребер, расстояний между ними может быть условие равенства результирующих осевых сил, приложенных к ним при действии на ЭИВ расчетной нагрузки. С учетом изложенного далее предлагаются варианта! способа

г

h

-----

h,

V

V

А

г

Г

0

-

x

Рис. 2. Расчетная схема композитной электроизолирующей вставки

расчета напряжений и деформаций в композитной ЭИВ и прогнозирования нагрузок, вызывающих пластические деформации в патрубках, кольцевых ребрах и разрушение композитной силовой оболочки.

Расчетная схема композитной ЭИВ изображена на рис. 2. Толщина стенки металлического патрубка постоянна и равна к\. Расчетной нагрузкой является внутреннее давление р и осевая сила Т .О бозна-чим через п количество кольцевых ребер. Тогда в конструкции можно выделить (п + 1) участков с различными геометрическими и физико-механическими параметрами. Композитная силовая оболочка имеет переменную толщину стенки. Пусть Ь|>г) — толщина стенки ее ¿-го участка. Рассматриваемую конструкцию считаем тонкостенной, т.е. отношения Ь\/Я и Ь^ /Я существенно меньше единицы. Полагаем также, что напряженно-деформированное состояние ЭИВ при указанной нагрузке является безмоментным, т.е. местным изгибом патрубка и силовой оболочки, обусловленным подкрепляющим действием кольцевых ребер, пренебрегаем. При этом справедлива гипотеза плоских сечений. Материалы металлического патрубка, кольцевых ребер и композитного слоя явля тся линейно упругими.

Запишем закон Гука для ¿-го участка патрубка в следующем виде:

Здесь Е и V — модуль упругости и коэффициент Пуассона; ах1, а$1 — осевое и окружное напряжения, ех1, ев1 — соответствующие деформации. Для упрощения записи здесь и далее индекс "¿" при обозначении величин опустим. Закон Гука для многослойного КМ, формирующегося в процессе намотки, представим в таком виде:

(1)

^x2 Vyx

Ex Ey ^02,

Vxy ^02

Ex ^x2 + Ey

£х2 —

Е„ Е, I

(2)

' ХУ "" 9 2 i

^<92 —

где стх2, ст92, £х2, £92 — средние осевые и окружные напряжения и деформации композитной силовой оболочки. Модули упругости ЕХ, ЕУ, коэффициенты Пуассона ^Ху, ^УХ для заданной схемы армирования многослойного КМ могут быть рассчитаны с помощью известных соотношений [5]. В дальнейшем принимаем равенство окружных деформаций патрубка и силовой оболочки, т.е.

£<91 — ^92 — (3)

Ко

где ы — радиальное перемещение в сечении конструкции для г—го участка, Ко — 0,5(К1 + К2ср) — средний радиус ЭИВ, причем

1 п+1

Я — К — 0,5^1; К2ср —-У К?; Я? — К + 0,5^2г).

п + 1

г=1

Соотношения статики для указанной силовой нагрузки можно представить следующим образом:

стя!^! + — рКо; (4)

ах1^1 + стх2^2 — Т. (5)

Здесь — 2пК1к1 и ^2 — 2пК2Н2 — площади поперечных сечений патрубка и г-го участка композитной силовой оболочки. Для первого участка имеем ^1стх1 — Т, стх2 — 0, а для (п + 1)-го участка — стх1 — 0, ^2^x2 — Т.

Используя формулу (3), преобразуем равенства (1) и (2) к следующему виду:

^ — ^ + -Я^о) ; (6)

Е (ы \

— --2 — + ; (7)

1 - V2 \R

lo /

_ E ( w \

^x2 — 1- I £x2 + Vyx R I ; (8)

1 Vxy Vyx \ Rc

Ey f w .

a02 — i V V R + Vxy£x2 ) . (9)

1 Vxy Vyx \Ro

На основании зависимостей (4), (7) и (9) получим выражение № 1

■ = c И>(1 — и 2)(1 - Рху Рух)-

— Еик^1 — Уху— Еу Уху 1ь2 (1 — ,

где С = (1 — ^хурух)ЕН1 + (1 — ^2)ЕуН2. Данное равенство подставим в формулы (6) и (8). Тогда после преобразований можно получить следующие зависимости для осевых напряжений:

^xl = т"

Ox2 = т

1

hl

1

h2

vpRo + Ehi +

Е,, h

'y h2

1 Vxy Vy x

Ey Vxy vh2

^xl — ^ ^x2

1 Vxy Vyx

где

VyxPRo

hl =

Е vvyx hl 1- V2

C

£x1 + Ey h2 +

h2 =

Е hi 1- v 2

C

^x2

(10)

(1 — ^ху ^ух)Е '"2 (1 — V 2)Ех

Решив систему уравнений (10) относительно осевых деформаций, получим

где

Cll =

c22 =

Cl2 =

Sxl = Cll^xl + Cl2^x2 + blpRo; £x2 = C2l^xl + C22^x2 + MRo,

B2 - (VxyVyxEhl + V2Eyh2)B — v2Eyh2C_

EBC '

B2 — (Vxy VyxEhl + v 2Ey h2)B — Vxy VyxEhl C

(11)

VyxVh2 B ,

C2l =

Ex BC

VyxVhl

V

V

^ , bl = —, b2 =--yr,

B ' l B 2 B '

причем В = ЕН1 + ЕуН2.

В первом приближении кольцевое ребро можно рассматривать как изотропную круглую пластину постоянной толщины ¿, нагруженную равномерным давлением ( (рис. 3). Для ее расчета применим уравнения теории осесимметричного изгиба с учетом деформаций поперечного сдвига. Для линейно-упругого тела при малых перемещениях среднее значение прогиба А, определяемое в соответствии с равенством

А =

1

b — a

v(r)dr,

b

Рис. 3. Расчетная схема кольцевого ребра

где V — прогиб; Ь и а — наибольший и наименьший радиусы пластины, связано с результирующей осевой силой Р, действующей на ребро, линейной зависимостью

P = KpA.

(12)

Здесь Кр — коэффициент упругой жесткости кольцевого ребра. Для его определения воспользуемся следующей системой обыкновенных дифференциальных уравнений:

d dr

dr

1 d(tfr)

dr

qr

D1

dv d

dr dr

1 d(tfr)

r dr

(13)

где $ — угол поворота сечения; Ю = ЕЬ3/[12(1 — V2)] — цилиндрическая жесткость. Для изотропного материала величина с рассчитывается по формуле с = Ь2 /[6(1 — V)]. Коэффициент Кр определим для граничных условий г = а: V = 0, $ = 0; г = Ь: Ц = 0, Мг = 0, где Ц и Мг — погонная перерезывающая сила и погонный радиальный изгибающий момент в цилиндрическом сечении пластины. рассматриваемом случае а = Я, размер Ь определяется при проектировании. Учитывая, что q = Р/[п(Ь2 — а2)], после решения системы уравнений (13) для искомой величины можно получить выражение

ПР2(^ — 1)2(? + 1)

Kp = Et-

(1 + v MZ)

(14)

где

r

109 2

180

3ln £)£5

7£3 4£2 £ 2

— + — + ----h

6 9 4 15

ß, 2 + - £2

а

£3 £ 2 ^ + £ (1 - 2 ln £) - -6 2 V w 3

P

7 - ln Л £3 - £2 - £ + 1

6 V ^ 2 3

а = 1 +

1 - v 1

1 1 - v

ß = 4ln £ + - + ■

, b 2 4t2 1

£ = p = — •

a 3a2 1 — v

1 + """" Ч2 ' 1 + V

Для наиболее опасного сечения г = а максимальное эквивалентное напряжение определяется по формуле

Оэ

= ^(1 - V + v2)af + 3rr2z. (15)

Здесь радиальное и касательное напряжения ar, Trz рассчитываются

так

ог =

3qb2

2 - i - ß

£2 а

Trz -

qa(£2 - 1) 2t '

Можно показать, что для рассматриваемых конструктивных размеров а,Ь и £ учет деформаций поперечного сдвига вносит существенные поправки в значение коэффициента Кр, определяемого по классической теории изгиба, основанной на гипотезах Кирхгофа-Лява.

При расчете напряженно-деформированного состояния композитной силовой оболочки и патрубка на основании формулы (12) для ¿-го ребра можно записать следующее равенство:

Ai =

N+i - Ni

v¿+i K

(i)

(16)

В формуле (16) Ni — осевая сила, действующая на i-м участке композитной силовой оболочки. При выводе уравнения совместности деформаций патрубка, силовой оболочки и кольцевых ребер полагаем, что прогибы wi, осевые перемещения ui и Ai существенно меньше толщины стенки силовой оболочки. В данной расчетной схеме при переходе от одного участка к другому прогиб wi изменяется скачком. В соответствии с рис. 4 можно записать

li + u() - u(i-1) + Ai = li + u2i} - u2i-1) + Ai-!. 0 (i-i) (i) (i-i) (i)

Здесь u( , u( и u2 , u2 — осевые перемещения начального и конечного сечений патрубка и силовой оболочки на i-м участке (см. рис. 4, б). Отсюда следует равенство

u2i) - u(i) = Ai - Ai-1, (17)

o-f»

7.2

о-с-и

х!

Щ-1

: б

Щ-1

А

fi-i)

-Д-j

и+uf-uf»

*B'

D

С

w.

uf

li+uf-uf-v+Ä'

D

Л

С

w.

x2

J

1 o-fi+y Г.1

Рис. 4. К выводу уравнения совместности деформаций силовой оболочки, патрубка и кольцевых ребер

Л)

l2

где п\' = п\' — п\ и Щ' = п? — м2' — изменения длины патрубка и силовой оболочки. Заметим, что аналогичные по смыслу соотношения применяются при расчете резьбовых и заклепочных соединений [8, 9].

В силу принятых допущений на основании формул (11) для ¿-го участка мо но записать

,(*-1) ¿2

-i)

_ c(i)a(i) + c(i)a(i) + b(i)pR

l _ c11 аж1 + c12 °x2 + b1 pRo,

4

-i)

U2 _ (i) (i) , (i) (iK , (i) p

l _ c21 аж1 + c22 аж2 + b2 pRo.

H

.

(18)

При этом осевые напряжения в патрубке и силовой оболочке определяются по формулам

а® _

аж1 _

T-Ni

Fi

a(i) _ аж2 _

Ni

F

(i)

(19)

Исключив в выражениях (16)-(19) перемещения и напряжения, после преобразований получим зависимость

К- - агN + ДК+1 = В формуле (20) приняты следующие обозначения:

(20)

а% = 1 + в% + K

(%) (%)

(%-1ь I Kl__l

p l% I ^ +

Fi F2(i)

в% =

KP

(%-1)

K

(%)

Q% — -KP%-1) l%( K(1%) FT- + Kf'pR

(21)

(i) (i) (i) 4 ' - V ' _ Г' ' •

K1 — Ol 1 Co

(i) (i) (i) 4 ' - V ' _ Г' ' •

гъо — ооо ol

(i) (i)

(i)

ч = с11 с21 ; к2 = с22 с12; = ь1 ь2 .

а основании зависимости (20) составим систему уравнений для практически важного случая, когда п = 3. Учитывая, что К1 = Т, К4 = 0, будем иметь

-«2К2 + в2К = О-;

N2 - азКз = Яз - взТ.

Решив эту систему уравнений, получим

N2 —

Q2аз + ß2(Q3 - ß3T)

N3 —

Q2 + «2(Q3 - взт)

в — «2«з в — «2«з

Силы, действующие на кольцевые ребра, будут равны

(22)

Pi — N2

P2 — N3 — N2 —

(1 - a3)Q2 + (а2 - ß2)(Q3 - взТ) _

в2 - «2«3

P3 —

(в2 - «2«3)Т - Q2 - а2 (Q3 - в3Т)

в2 - «2«3

(23)

С помощью формул (19), (22) и (23) можно рассчитать на прочность композитную ЭИВ. Для материалов металлического патрубка и кольцевых ребер в качестве условия начала пластического деформирования целесообразно использовать критерий Хубера-Мизеса. При анализе деформирования тонкостенной силовой оболочки из волокнистого КМ с полимерным связующим удовлетворительные результаты можно получить, воспользовавшись критерием максимальных напряжений [5]. Такой подход позволяет прогнозировать нагрузку, при которой образу тся пластические деформации в металлических элементах

конструкции и начинается разрушение силовой оболочки, обусловленное растрескиванием полимерного связующего волокнистого КМ.

Полученные формулы (23) позволяют рассчитывать оптимальные геометрические и механические параметры ЭИВ. Рассмотрим вариант конструкции, для которой осевые силы, действующие на кольцевые ребра, одинаковы, т.е. Р1 = Р2 = Рз. Тогда из формул (23) можно получить следующую систему уравнений относительно параметров Я2 и Яз-

(2аз - 1)Я2 + (2^2 - «2)Яз = вз(2в2 - а2)Т; (2 - аз)Я2 + (2«2 - в2)Яз = [вз(2в2 - «2) + (02 - «2«з)] Т. Решив ее, получим равенства

3вз - 2а2 + 1^ 42 = —з—Т; чз =-з-Т.

В итоге с учетом формул (21) будем иметь такие зависимости:

K1^

Kf/3

к(2) 2k12)N \T

Fi2) F у 1 3

2к2 ) Fi3) - -n T

-(2),

v3 1

j3), 3,

(ß2 - 1)T

3 '

(ß3 - 1)T 3 '

тс да видно, что в случае заданных геометрических параметров и физико-механических характеристик материалов патрубка и силовой оболочки, для одинаковых ребер, т.е. при в2 = вз=1, оптимальных размеров 12 и 1з, обеспечивающих равенство осевых сил, не существует. Однако, назначив размеры /2и 1з и задав величинуКр1^, можно рассчитать такие жесткости кольцевых ребер К(2\ К(з\ при которых нагрузка на все три ребра будет одинаковой. В этом случае справедливы следующие расчетные соотношения:

ß2 = 1 + K(1) I2

ß3 = 1 + Kf I3

—

(2)

F

(2)

2-

(3)

F

(3)

2-\

(2)

F1

-

(3)

F1

3-f}pR0

3-f}pRo

TS'

K2) = Kp

(1)

ß2

K(3) = Kp

(2)

ß3

(24)

В качестве примера рассмотрим расчет на прочность композитной ЭИВ с размерами 2Я = 219 мм, Н1 = 10 мм, Ь = 810 мм, В = 520 мм

o

o

2

1

при расчетном давлении р = 2рэ, где рэ — эксплуатационное давление, равное 9,8 МПа [3, 6]. Предположим, что Т = пВ2р, что соответствует одному из видов испытания вставки [3]. Композитная оболочка изготовлена из стеклопластика на основе стеклоровинга РВМПН и эпоксидного связующего ЭДТ-10. Толщина двойного спирального слоя равна 1,2 мм. Жесткостные и прочностные характеристики стеклопла-стикового монослоя таковы: Ех = 50 ГПа, Е2 = 10 ГПа, С12 = 2 ГПа, v12 = 0,25, пределы прочности при растяжении вдоль и поперек волокон соответственно равны = 1500 МПа, = 30 МПа. Для стали патрубков и кольцевых ребер примем такие значения: Е = 200 ГПа, V = 0,3, предел текучести а0,2 ~ 250 МПа, предел прочности ав = = 450 МПа.

Для конструкции ЭИВ, содержащей три кольцевых ребра, в процессе намотки формируются четыре участка. В табл. 1 приведены основные геометрические характеристики участков, а таюке характеристики упругости многослойного К , рассчитанные для реализованной схемы армирования. Xарактер изменения напряжений по длине ЭИВ, определенных по вычислительной программе в МаШсаё с помощью формул (19) и (23), показан на рис. 5. Как видно, основную нагрузку воспринимает металлический патрубок, при этом эквивалентное напряжение не превышает предела текучести .Напряжения в силовой оболочке сравнительно невелики.

Таблица 1

Основные геометрические характеристики и характеристики упругости

многослойного КМ

№ участка h2 , мм ¡i, мм EXi), МПа E(y), МПа (i) vxy

1 15,6 55 8163 13030 0,539

2 16,8 50 8053 13090 0,535

3 18,0 50 8839 15710 0,475

4 18,0 15 8839 15710 0,475

Результаты расчета напря ений в монослоях многослойного К показывают, что напряжения, действующие вдоль волокон, существенно меньше предела прочности Однако напряжения, ориентированные в направлении поперек волокон, в некоторых монослоях превосходят предел прочности ^+2. Например, в силовой оболочке на четвертом участке в монослоях с углами армирования р = ±85° указанные напряжения достигают значения 31 МПа, что, согласно критерию максимальных напряжений свидетельствует о начале растрескивания полимерного связующего при заданной нагрузке. На рис. 6 приведен график

Y

Ъг \ аЭ2 \

-- X- __

50 патрубок 100 150 200 Х;ММ

Рис. 5. Изменение напряжений в патрубке и силовой оболочке при расчетной нагрузке

с~22,МПа

1

50 патрубок 100 150 200

Рис. 6. Напряжения, ориентированные в направлении поперек волокон в монослоях с углами армирования ^ = ±75° композитной силовой оболочки при расчетной нагрузке

зависимости напряжений, действующих в монослоях с углами армирования = ±75° поперек волокон. Для сравнения штриховой линией показаны напряжения, рассчитанные по традиционной теории, в которой предполагается справедливость гипотезы о равенстве деформаций

всех слоев многослойного материала, включая слой металла. Как видно, существенное отличие в распределении напряжений имеет место по краям соединения силовой оболочки и патрубка.

В табл. 2 приведены размеры кольцевых ребер и параметры жест-

(?)

кости Кр) (] — номер ребра), рассчитанные по формуле (14). Там же представлены определенные по формулам (23) осевые усилия, действующие на кольцевые ребра, а также значения эквивалентного напряжения в наиболее нагруженном сечении в соответствии с формулой (15). Следует отметить, что в данной конструкции ребра испытывают неравномерную нагрузку, причем максимальное значение величины аэкв находится между значениями предела текучести а0,2 и предела прочности ав.

Таблица 2

Размеры кольцевых ребер и параметры жесткости

№ ребра j bj/а tj/а 4j)/(Etj) Pj / (па2р) ^ЭкВ/р

1 1,091 0,073 40,63 0,201 5,187

2 1,091 0,073 40,63 0,034 0,864

3 1,055 0,055 81,67 0,684 19,879

Из табл. 2 видно, что ребро, имеющее наибольшую жесткость, испытывает и наибольшие нагрузки. С помощью формул (24) для рассматриваемого варианта конструкции мо но рассчитать оптимальное распределение коэффициентов жесткости кЯ при котором нагрузка на ребра будут одинаковой. Например, при К(1) = 40,63Е^, К2) = Ъ,44ЕЬ1, К3) = 1,25Е^ можно получить Р1 = Р2 = Р3 = = 0,308па2р. Требуемое изменение жесткости кольцевых ребер может быть обеспечено соответствующими конструктивными и технологическими решениями.

Таким образом, предложенные относительно простые расчетные зависимости позволя т проводить анализ напря енно-деформирован-ного состояния композитной ЭИВ. С их помощью можно определить нагрузки, при которых возникают пластические деформации в металлических элементах, начинается разрушение композитной силовой оболочки, обусловленное образованием микротрещин в полимерном связующем волокнистого КМ. Полученные соотношения позволяют таюке рассчитывать геометрические и жесткостные параметры конструктивных элементов, обосновывать рациональну схему армирования силовой оболочки. Показано, что для типичного варианта композитной ЭИВ при двукратном превышении эксплуатационной нагрузки изделие сохраняет несущую способность.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Бэкман В., Ш венк В. Катодная защита от коррозии: Справочник. — М.: Металлургия, 1984. — 496 с.

2. ГОСТ 9.602-89. Сооружения подземные. Общие требования к защите от коррозии. — М.: Издательство стандартов, 1989 г. — 51 с.

3. Указания по применению вставок электроизолирующих для газопровода. ВСН 39-1.22-007-2002. — М.: ООО "ИРЦ Газпром", 2002. — 13 с.

4. Технические свойства полимерных материалов: Справочник / В.К. Кры-жановский, В.В. Бурлов, А.Д. Паниматченко и др. — С.-Пб., Изд-во "Профессия", 2003. —240 с.

5. Композиционные материалы: Справочник. Под общей ред. В.В. Васильева и Ю.М. Тарнопольского. — М.: Машиностроение, 1990. — 512 с.

6. Композитные электроизолирующие вставки для трубопроводов / В. А. Усо-шин, В.В. Семенюга, Б.Я. Фомин и др. // Газовая промышленность. — 1998. — № 11. — С. 30—31.

7. Патент РФ на изобретение № 2084745. Электроизолированное соединение трубопроводов // Семенюга В.В., Усошин В.А., Седых А.Д. и др. — Опубл. 20.07.97. Бюллетень № 20.

8. Ф е о д о с ь е в В. И. Избранные задачи и вопросы по сопротивлению материалов. — М.: Наука, 1996. — 368 с.

9. Б и р г е р И. А., И о с и л е в и ч Г. Б. Резьбовые соединения. — М.: Машиностроение, 1973. — 256 с.

Статья поступила в редакцию 28.02.2005

Борис Сафиулович Сарбаев родился в 1954 г., окончил в 1977 г. МВТУ им. Н.Э. Баумана. Д-р техн. наук, профессор кафедры "Космические аппараты и ракеты-носители" МГТУ им. Н.Э. Баумана. Автор более 40 научных работ в области механики композитов, теории пластичности, нелинейного деформирования композитных материалов и конструкций, выполненных из них.

B.S. Sarbaev (b. 1954) graduated from the Bauman Moscow Higher Technical School in 1977. D. Sc. (Eng.), professor of "Spacecrafts and Rocket Carriers" department of the Bauman Moscow State Technical University. Author of over 40 publications in the field of mechanics of composites, plasticity theory, nonlinear deformation of composites and composite structures.

Вячеслав Владимирович Семенюга родился в 1961 г., окончил МВТУ им. Н.Э. Баумана в 1984 г. Заместитель Генерального директора ДОАО "Оргэнергогаз" РАО "Газпром". Автор 12 научных работ и изобретений в области электрохимической защиты трубопроводов, разработки конструкций из композиционных материалов для газовой промышленности, мониторинга напряженно-деформированного состояния магистральных трубопроводов.

V.V. Semeniouga, deputy general director of Joint-Stock Company ORGENERGOGAZ a Subsidiary of GAZPROM. Author of about 12 publications in the field of the electrochemical protection of the pipelines, development of constructions designed of composite materials for gas industry, monitoring of the stress-strain state of the main pipelines.