CC BY
26
[7] Гусенков, А.П., Шаршуков, Г.К. Особенности использования тензорезисторов в условиях малоциклового нагружепия. - Заводск. Лаборатория. - 1973. - № 1.
[8] Камерштейн, А.Г. Условия работы стальных трубопроводов и резервы их несущей способности. - М.: Стройиздат, 1966.
[9] Макаров, И.И., Емельянова, Т.М. Концентрация напряжений в сварных стыковых соединениях со смещением кромок // Тр. МВТУ. - № 133. /Остаточные напряжения и прочность сварных соединений. - М.: Машиностроение, 1969.
[10] Махутов, Н.А. Концентрация напряжений и деформаций в упругопластической области деталей // Машиноведение. - 1971. — № 6.
[И] Методы повышения эффективности функционирования нефтепровода//ТНТО, сер. Транспорт и хранение нефти и нефтепродуктов. - М.: ВНИИОЭНГ, 1971.
[12] Нормы расчета па прочность элементов реакторов, парогенераторов, сосудов и трубопроводов атомных электростанций, опытных и исследовательских ядерных реакторов и установок. - М.: Металлургия, 1973.
[13] Нормы расчёта элементов паровых котлов на прочность. - М.: «Недра», 1966.
[14] Серенсен, С.В., Махутов, Н.А., Шнейдерович, P.M. К основам расчёта на прочность при малоцикловом нагружении // Машиноведение. - 1972. - № 5.
[15] Строительные нормы и правила. Магистральные Трубопроводы. СНиП 2.05.06-85.
[16] Черняк, Н.И. Механические свойства стали в области малых пластических деформаций. -К.: Изд-во АН УССР, 1962.
[17] Manson, S.S. Fatigue A complex - Some simple Approximations. Experimental Mech., vol. 5, No. 7,1965.
[18] Neuber, H. Theory of stress concentration for shear-strained prizmatical bodies with arbitrary nonlinear stress-strain law. Journal of Applied Mechanics, 1961, No. 4.
[19] Stowell, E.Z. The calculation of fatigue life in the presence of stress concentration. Nuclear Engineering and Design, 1968, No. 3.
RESEARCH OF MINOCYCLED PIPES WEARINESS OF THE MAIN GAZ AND OIL PIPELINES
A. S. Aistov, G. A. Makovkin
The questions of the strength of the main gas and oil pipelines used for transportation under the pressure of liquid and gaseous products are considered in the article. For calculation of pipes longevity of the big diameter under internal pressure the method is offered which is based on the comparison of magnitudes of repeated elastic-plastic deformation in the most loaded zone ofpipes (welded connection) with destroying repeated deformations for a case of loaded samples from a material at trials in a condition of rigid loading, corresponding to working conditions of pipeline material.
УДК 539.43
А. С. Аистов, к. т. н., доцент
Г. А. Маковкии, д. т. н., профессор, ННГАСУ.
603000, Нижний Новгород, ул. Ильинская, 65.
ЦИКЛИЧЕСКАЯ ДОЛГОВЕЧНОСТЬ СВАРНЫХ ТРУБ МАГИСТРАЛЬНЫХ НЕФТЕ- И ПРОДУКТОПРОВОДОВ
В статье рассматриваются вопросы прочности магистральных нефте- и продукто-проводов, используемых для транспортировки под давлением жидких и газообразных продуктов. Для оценки малоцикловой долговечности труб магистральных трубопроводов предложена методика основанная на правиле линейного суммирования повреждений и схематизации циклов нагружения и используемая как на стадии проектирования, так и на стадии эксплуатации объекта.
Анализ условий эксплуатации магистральных нефте- и продуктопроводов [1,2] показывает, что характерной особенностью работы основных элементов линейной части трубопроводов (труб большого диаметра) является нестационарный режим на1руже-ния их внутренним давлением. На рис. 1 приведена характерная диаграмма изменения давления в нефтепроводе. Известно [1, 2], что циклическая долговечность сварных труб большого диаметра определяется величиной местных деформаций в зоне сварного шва. Местное возмущение напряженного состояния в сварном соединении трубы обусловлено наличием усиления шва, дефектов в виде подрезов и непроваров шва, смещением кромок в шве, угловатостью в области продольного сварного шва, а также овальностью сечения. Представляет интерес рассмотреть подробнее влияние каждого фактора на величину местных напряжений и на циклическую долговечность сварных труб.
Р, МПа
5.0
3.0
1.0
I I I I I I I
I I I I I
/и I
1
11111 111111 II I
г
I I I
10
15
Рис I.
20
25
сутки
Местное возмущение напряжений определяется прежде всего концентрацией напряжений (усиление шва, подрез, непровар) и изгибными эффектами (смещение кромок, угловатость сварного соединения, овальность сечения трубы).
Влияние формы усиления шва на концентрацию напряжений рассмотрено в работе [3]
где
А =
а = 1 + — я А
_а\ска-1) а}
Л -1п
Ь + г
+ —--г, 5/гог,,
к 2 Я0 = а, +0.305 а3 +0.019 а,5,
Л2 = а, +0.167 а3 +0.038 а,5,
-Лп + /;-Л,-г,2-Д,+7; (1)
Я = а, +0.167 а3 +0.008 а,5,
Я, = а, + 0.330 а,3 + 0.033 а,5, Т0 = а,
- коэффициенты, зависящие от соотношения размеров сварного стыкового соединения; а, = аЬ, гх = г/Ь, а = (к{8 + 2с)/сЬЗ^", 8 - толщина стенки трубы,
Ь - ширина сварного шва, с - высота выступа сварного шва, г - радиус перехода от наплавленного к основному металлу.
Наиболее существенное влияние на коэффициент концентрации напряжений аа оказывают радиус перехода наплавленного металла к основному, высота и ширина выступа сварного шва. Для реальных труб магистральных трубопроводов радиус со-
пряжения основного металла с наплавленным равен 0.25-0.5 мм, средние значения высоты выступа сварного шва и его ширины составляют соответственно 3 и 20 мм.
При этом значение ССа для продольного шва сварных труб оказывается равным: ■
1.58-1.65 - для внутреннего и 1.3-1.5 - для наружного шва. Полученные значения сопоставимы с экспериментальными значениями, определенными поляризационно-оптическим методом. Так в работе [4] приводятся значения (Ха = 1.6 для реального
шва спиральношовных труб. Следует отметить, что автоматический процесс сварки, используемый на трубопрокатных заводах, обеспечивает большую стабильность геометрических параметров усиления сварного шва, и, следовательно, коэффициента концентрации напряжений, обусловливаемого формой шва.
Рассмотрим местное повышение напряжений, вызываемое изгибными эффектами в зоне сварного шва. В общем случае изгибные напряжения равны
а = а +ст +ст (2)
с.ч уг т V '
где <ТЫ - изгибные напряжения от смешения кромок, (Туг - изгибные напряжения от угловатости сварного соединения, сг- изгибные напряжения от овальности сечения трубы.
Величину изгибных напряжений в случае смещения кромок можно рассчитать по формуле [6]
ЗД а , 6 PDm
+ 2
где СУИ - номинальные напряжения (безмоментная зона), А = h/S - относительное
смещение, h - величина смещения кромок, Dm- внутренний диаметр трубы,
Е - модуль упругости.
Для расчёта изгибных напряжений из-за угловатости в районе продольного сварного шва трубы можно использовать эмпирическую формулу, дающую наилучшую сходимость с экспериментальными данными работы [1].
cry,=±^-tgß-aH (4)
о
где ß - угол между осью стенки трубы и осью сварного шва.
Влияние начальной овальности сечения на напряжённое состояние труб можно оценить с помощью формулы, полученной с учётом изменения овальности от действия внутреннего давления Р [8]
3 Ua,_
criä=±—-J--ТТЛ (5)
'♦«0-rfiß)
в -п.
где Я - номинальный радиус трубы, (/ = шах тш - овальность трубы. Для ра-
2Я
бочих давлений и начальной овальности, допускаемой по [7] и равной 2 %, для трубы 720Х 11 мм <У11в = 0.3 сги.
Местное повышение напряжений от изгибных эффектов, вызванных смещением кромок, угловатостью сварного соединения и овальностью сечения, приходится на зону концентрации напряжений сварного шва. При этом а„ при растяжении и изгибе оказываются практически одинаковыми [5]. принимая это во внимание, максимальные напряжения в зоне сварного шва можно вычислить по формуле
Используя уравнения (2) - (5), уравнение (6) можно переписать в виде
/ \
(6)
1±-
зд
1 + -Ыс 2
. _ ,
я
3 и
.\3
(7)
Проверка достоверности соотношения (7) для расчета суммарного эффекта местного повышения напряжений в сварных соединениях была проведена с использованием экспериментальных данных работы [1]. Результаты проверки приведены в табл. 1. Здесь и в дальнейшем для характеристики местного возмущения напряженного (деформированного) состояния в зоне сварного соединения трубы со смещением кромок, угловатостью и овальностью использовалось отношение напряжений в максимально напряженной зоне сварного шва к соответствующим величинам в безмоментной зоне (номинальные напряжения и деформации), условно обозначаемое как коэффициент концентрации
м
•!" у ,»гг\ СУ
а,.
1±-
ЗД
1 + -Ьк 2
8
Я
3 и
1 +
(8)
Таблица I
№ трубы Параметры шва Коэффициент концентрации
ъ Г 8 С И Р ао К <
I 23 0.25 11 4.4 4.0 11,5 1.75 3.74 8.29 8.0
II 28 0.25 11 3.6 0.5 7 1.48 2.11 4.60 4.7
III 34 0.25 11 1.0 3.2 4,5 1.22 2.26 4.06 4.1
IV 25 0.25 9 1.2 1.2 0 1.29 0.40 1.81 2.0
Здесь ар* - расчетный коэффициент концентрации; аэ* - коэффициент
концентрации, полученный поляризационно-оптическим методом в эксперименте [2] на моделях сварного соединения из оптически чувствительного материала.
Из табл. 1 видно, что расхождение между экспериментальными и расчетными значениями коэффициентов концентрации не превосходят 10 %.
Известно, что расчет на прочность труб магистральных трубопроводов производится по предельному состоянию при статическом нагружении внутренним давлением. При этом не учитывается концентрация напряжений и изгибные эффекты, вызы-
ваемые указанными факторами (усиление сварного шва, смещение кромок сварного шва, угловатость в области продольного сварного шва, овальность поперечного сечения). Уровень напряжений в трубе определяется выражениями [7]
РГ) Я тпЯ."
сгн =-— < — = [сг], где /?, =-—, Р - рабочее давление в трубопроводе;
25 п к1кн
П - коэффициент перегрузки рабочего давления в трубопроводе, принимаемый
обычно равным 1,1; Л, - расчетное сопротивление металла трубы; Я" — нормальное
сопротивление, принимаемое равным временному сопротивлению материала трубы; т - коэффициент условий работы трубопровода для нефте- и продуктопроводов при
подземной прокладке (1П и IV категории) т = 0.9, Кх — 1.55 - коэффициент безопасности по материалу труб, для прямошовных экспандированкых труб из углеродистой стали, свариваемых двухсторонним швом дуговым методом (в основном используемых на нефтепроводах); Кн = 1.0 - коэффициент надежности, для нефте- и продуктопроводов с условным диаметром до 1000 мм.
С учетом указанных коэффициентов [<т] = СГв/2, т. е. в зоне номинальных напряжений материал трубопровода работает в пределах упругости (для низколегированных трубных сталей —— > 0.64)
Вместе с тем, как показывают значения коэффициентов концентрации ОС* (табл. 1), в околошовной зоне трубы возникают упругопластические деформации и а*> 2. При этом величины коэффициентов концентрации, полученные для условий упругого деформирования, должны быть скорректированы с учетом выхода материала за пределы упругости.
Определение упругопластических коэффициентов концентрации напряжений и деформаций по известной величине теоретического коэффициента концентрации напряжений и диаграмме статического или циклического упругопластического деформирования может быть выполнено с привлечением интерполяционного соотношения Нейбера
а1 = КеКе или а2а = К,Ке (9)
либо модифицированного варианта зависимости [9]
а2/(1+т)-(1-т)/(1+т)
Ке =-2--Г- ПРи а ~ 1
[ав(Т )<1+"0 аа"
а2/(1+и)
к<=—«ч . й "Ри
/ — \—--(1-(и--))
[ав а ](!+«) «<г
(Ю)
где <7 =а/опц; опц - предел пропорциональности материала; ш - характеристика упрочнения материала (а = ёш); п - постоянная, определяемая из расчета или эксперимента (для большой группы материалов п = 0.5 ).
Для к-го полуцикла нагружения коэффициенты концентрации К5 и Ке . вычисляют по уравнениям (10) при замене в них величины ш на характеристики упрочнения диаграмм малоциклового нагружения т , а величин номинальных напряжений сг - на .
Таблица 2
Л» трубы е„ а* К£ , уравнение (9) Ке , уравнение (10) £
I 0,11 8,0 16,0 13,3 1,53
II 0,11 4,7 6,8 6,04 0,68
III 0,11 4,1 5,3 4,92 0,57
IV 0,11 2,0 2,0 2,0 0,23
Примечание: ~ интенсивность номинальных деформаций в безмоментной зоне, Кс - уп-ругопластический коэффициент концентрации деформаций.
Рис. 2.
На рис. 2 представлена стабилизированная диаграмма циклического упругопла-стического деформирования исследованной в работе [1] трубной стали 17Г1С (1) и ее
аппроксимация (2). При этом 5 = 46.5-^-^-= 456Л/77а, £ =226-10"6,
ММ
т = 0.3. Кривая 3 представляет диаграмму циклического деформирования, построенную в соответствии с рекомендацией норм [ 11 ] путем удвоения статической диаграммы. Механические свойства исследованных образцов стали 17Г1С близки средним значениям свойств сталей, используемых при изготовлении труб [10].
На основе зависимостей (9) и (10), а также диаграмм циклического упруго пластического деформирования получаем (табл. 2) значения упругопластических деформаций £, а*, Ке в
зонах наибольшей концентрации напряжений для труб, исследованных в работе [2].
Из табл. 2 видно, что коэффициенты концентрации деформаций за пределом упругости существенно возрастают по сравнению с а* и циклические упругопластиче-ские деформации для труб реальной конфигурации достигают величин порядка 1,5 %. Следует отметить, что модифицированный вариант зависимости Нейбера не дает существенного отличия от уравнения (9) при а* = 3.5-4 и заметно снижает расчетные значения упругопластических деформаций при больших а*.
В связи с высокими градиентами деформаций в зоне концентрации и наличием окружающего материала, работающего в упругой области, в районе продольного сварного шва сварных труб наблюдается нагружение, близкое к жесткому. Поэтому оценка цик-
лической долговечности проводится путем сопоставления величин циклических упру-гопластических деформаций в максимально нагруженной зоне конструкции с разрушающими для конструкционного материала деформациями, полученными в условиях жесткого нагружения при испытаниях на растяжение - сжатие гладких образцов.
На рис. 3 приведены результаты экспериментальных исследований циклической долговечности трубных сталей [1]. Характерно, что независимо от типа материала и зон сварного соединения данные по долговечности образцов при жестком нагружении образуют единую полосу разброса. Аналитическим выражением кривой малоциклового разрушения (появление трещины) может быть уравнение Мэнсона в форме
\ 0.6
N~°'6 +1.75 • — ■ N~°u (11)
При использовании в этом уравнении нормативных значений временного сопротивления трубных сталей ¿т. =52 кгс/мм2 — 510 МП а и коэффициента поперечного сужения (// = 0.5 , уравнение (.11) дает кривую 1 минимальных значений долговечности. Для средних значений долговечности параметры уравнения (1!) могут быть
I =]_ 2£~ 2
' In-!-Г N~°6 +1.75 • — • N-012
1-0.656.
ч
При этом сопротивление малоцикловой усталости материала характеризуется кривой 2. Использование статических характеристик прочности и пластичности исследованного в работе [1] материала дает расчет долговечности, идущий не в запас прочности (кривая 3).
Сопоставление величин интенсивности циклических упругопластических деформаций для исследованных [1] труб (точки 7, рис. 3) и конструкционного материала при одной и той же долговечности показывает, что разрушающие деформации в зоне концентрации труб и металла изделий близки по величине (рис. 3).
Таким образом, располагая данными о местных циклических упругопластических деформациях в зонах концентрации напряжений труб, оценку долговечности можно произвести по кривой малоцикловой усталости конструкционного материала. При этом необходимо ввести запасы прочности по числу циклов нагружения nN и величинам циклических деформаций iv
Величины запасов должны выбираться в зависимости от точности расчетного или экспериментального определения циклических деформаций в конструкции, фактических геометрических параметров изделия, разрешающей способности средств контроля металла и сварных соединений, а также коррозионного воздействия среды в процесс е эксплуатации.
Из рис. 3 видно, что долговечность трубы может быть определена по величинам местных деформаций в зоне максимальной нагруженности. При этом результаты определения деформаций с учетом и без учета работы материала за пределами упругости (точки 7 и 8) не дают существенного различия. Оценка деформаций без учета ова-лизации, смещения кромок и угловатости в зоне продольного сварного шва не дает возможности объяснить различную долговечность испытанных труб (точки 6).
В связи с отмеченным для инженерных расчетов может быть использовано определение максимальных местных деформаций в предположении упругого нагружения материала, базирующееся на формулах (1Н8)> предусматривающих учет фактической геометрии труб.
0.1
0.4
2.0
1.0
4.0
102
1&
ю4
N. цикл
Рис. 3.
Существенной с точки зрения сопротивления малоцикловой усталости может оказаться геометрия труб и в процессе технологического цикла изготовления, в частности, на стадиях пластического формообразования (экспандирование, горячая правка). При этом в зонах концентрации напряжений возможно исчерпание пластичности материала. Так, для труб, имеющих максимальную по техническим условиям угловатость порядка 15° и нестыковку сварного шва 2-3 мм, при средней деформации металла трубы порядка 1-1,2 % пластические деформации в зоне концентрации напряжений, рассчитанные по формуле (8), составляют величину около 30 %. Названное исчерпание пластичности приводит к снижению расчетного числа циклов до разрушения для таких труб до 1,5 раз.
Другим фактором, уменьшающим малоцикловое сопротивление труб, является коррозионная среда. Как показали исследования [12], снижение характеристик малоцикловой усталости от коррозии под напряжением может достигать для нефтепроводов до 1,5-2 раз.
Таким образом, с учетом полученного соответствия между экспериментальными и расчетными (по изложенной методике) данными, а также, принимая во внимание отмеченные выше технологические и эксплуатационные факторы, для расчета долговечности труб магистральных нефте- и продуктопроводов необходимо использозать запас по числу циклов относительно кривой минимальной долговечности конструкционного материала порядка пы = 3, или в деформациях п£ = 1.25 (кривая 4,
рис.3). Рекомендуемые нормами [11] величины запасов пы =10 и пЕ = 2 дают
чрезмерно консервативную кривую усталости (кривая 5).
Вместе с тем, следует иметь в виду, что экспериментальные исследования на трубах магистральных нефтепроводов [1] проведены на образцах, не имевших, как показало обследование зон разрушения, технологических дефектов в виде пор, шлаковых включений и непроваров. Наличие последних вызывает повышенную концентрацию напряжений и служит причиной преждевременных усталостных разрушений труб. Причем коэффициенты концентрации упругопластических деформаций составляют соответственно (по данным [13]) для пор 2-3, шлаковых включений 3-5, цепочек шлаковых включений 5-7, цепочек шлаковых включений и пор 6-9, непроваров 9-15. При оценке малоцикловой прочности необходимо учитывать указанную концентрацию напряжений в соответствии с предлагаемой методикой.
Для выявления типа и характера технологических дефектов необходим 100 % контроль сварных швов физическими методами, ибо гидравлические испытания труб на заводах и на трассе, как правило, не выявляют наличия пор, шлаковых включений и локальных непроваров.
Оценка малоцикловой долговечности труб магистральных нефте- и продуктопро-водов на стадии проектирования и эксплуатации должна производиться соответственно для расчетного и фактического режимов нагружений на основе изложенной выше методики с использованием линейного правила суммирования повреждений и методов схематизации циклов нагружения [2].
Список литературы
[1] Гусенков, А.П. Аистов, A.C. Исследование малоцикловой прочности труб большого диаметра магистральных i азо- и нефтепроводов // Машиноведение. - 1975. - № 3. - С. 61-71.
[2] Гусенков, А.П. Прочность при изотермическом и неизотермическом иагружении. - М.: Наука, 1979.-295 с.
[3] Навроцкий, Д.И. Прочность сварных соединений. - М. - Л.: Машгиз, 1961. - 176 с.
[4] Сигаев, A.A., Лукьянов, В.Ф. Влияние формы сварных соединений на характер разрушений. - В кн.: Вопросы металловедения стали и титановых сплавов. Пермь: 1978. - С. 87-90.
[5] Труфяков, В.И., Осауленко, Л.Л., Корягин, Ю.А. Концентрация напряжений в сварных стыковых соединениях //- Автоматическая сварка. - 1966. - X» 10. - С. 42-49.
[6] Макаров, И.И., Емельянова, Т.М. Концентрация напряжений в сварных стыковых соединениях со смещением кромок//Тр. МВТУ им. Баумана.-№ 133.-М.: Машиностроение. — С.29—41.
[7] СНиП 2.05.06-85. Строительные нормы и правила. Магистральные трубопроводы. -М.: 1985.
[8] Аистов, A.C. О расчёте напряжённого состояния труб высокого давления, имеющих овальность // Матер, научно-технической конф. проф.-препод, состава ГИИВТ (1972-1973 уч.г.). -Горький. - 1973.-С. 244-245.
[9] Махутов, H.A. Анализ коэффициентов концентрации и полей деформаций // В кн.: Поля деформаций при малоцикловом нагружении. - М.: Наука, 1979. -С.141-150.
[10] Иванцов. О.М., Харитонов, В.И. Надёжность магистральных нефтепроводов. - М.: Недра, 1978.- 166 с.
[11] Нормы расчёта на прочность элементов реакторов, парогенераторов, сосудов и трубопроводных атомных электростанций, опытных и исследовательских ядерных реакторов и установок. - М.: Металлургия, 1973. - 408 с.
[12] Гутман, З.М., Амосов, Б.В., Худяков, М.А. Влияние коррозионной усталосги материала нефтепроводов на их надёжность // Нефтяное хозяйство. - 1977. - № 8. - С. 59-62.
[13] Карзов, Г.П., Леонов, В.П. Оценка циклической прочности сварных конструкций с учётом исходный технологических дефектов // Тез. докл. III Всесоюз. симпозиума «Малоцикловая усталость элементов конструкций», вып. 2. - НТО Машпром. - 1979. - С. 53-63.
CYCLIC LONGEVITY OF WELDED PIPES OF MAIN OIL AND PRODUCT PIPELINES
A. S. Aistov, G. A. Makovkin
The questions of the strength of the main oil and product pipelines, used for the transportation under the pressure of liquid and gaseous products are considered in the article. For the estimation of minocycled pipes longevity of the main pipelines the technique bases on a rule of linear summation of damages and a schematization of loading cycles and used both on a design stage, and at a maintenance stage is offered.
