Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Состояние вопрос а 9
1.1 Особенности эксплуатации магистральных нефтегазопроводов подземной прокладки 9
1.1.1 Условия нагружения и напряженно-деформированное состояние стенки трубопровода 12
1.2 Материалы, применяемые для изготовления магистральных трубопроводов нефтегазового комплекса 19
1.3 Влияние коррозионной активности грунтов и перекачиваемого продукта на несущую способность трубопроводов 26
1.3.1 Основные факторы коррозии под напряжением
1.3.2 Условия зарождения коррозионных трещин и механизмы коррозионного растрескивания 28
1.3.3 Пластическая деформация при воздействии коррозионно-активных сред 37
1.3.4 Виды и особенности коррозионных разрушений сварных соединений 40
1.4 Испытания магистральных трубопроводов внутренним давле нием при строительстве и ремонте 42
1.4.1 Теоретические основы испытания трубопроводов 42
1.4.2 Испытания трубопроводов 44
1.5 Цель и задачи работы 53
Глава 2. Влияние длительности эксплуатации трубных сталей на сопротивляемость усталостному разрушению от поверхностных концентраторов напряжений 55
2.1 Механизмы формирования рассеянной поврежденности в феррито-перлитных сталях при нестационарном нагружении 56
2.2 Методика проведения эксперимента 60
2.2.1 Выбор образцов и испытательного оборудования 61
2.2.2 Метод меток для искусственных поверхностных трещинопо-добных концентраторов напряжений 65
2.2.3 Методика построения кинетических диаграмм усталостного разрушения 67
2.3 Циклические испытания на воздухе трубных сталей Х70, 17Г1С
и их сварных соединений с различным сроком эксплуатации по критериям механики разрушения 68
2.3.1 Гистограммы усталостного разрушения 68
2.3.2 Фрактографические исследования поверхностей усталостного разрушения 70
2.4 Выводы по главе 2 72
Глава 3. Циклическая трещиностойкость трубных сталей в зависимости от уровня предварительной пластической деформации 73
3.1 Механизмы реализации пластической деформации в кристалли ческих материалах
3.1.1 Периодичность и стадийность процессов пластической деформации и разрушения при многоцикловой усталости 76
3.1.2 Механизмы деформационного упрочнения 84
3.2 Методика проведения испытаний 94
3.3 Результаты испытаний крупномасштабных образцов с поверхностным концентратором напряжений из стали 20, 09Г2С и 17Г1С после холодной пластической деформации 97
3.4 Выводы по главе 3 105
Глава 4. Коррозионно-механическая прочность трубной стали 17г1с после длительной эксплуатации и упругопластического деформирования 107
4.1 Испытание плети из труб после длительной эксплуатации с поверх
ностными концентраторами напряжений типа «вмятина» 107
4.1.1 Программа испытаний, материалы и оборудование 109
4.1.2 Тензометрирование деформаций в процессе испытаний... 117
4.1.3 Аналитическое определение упругопластических деформаций в зоне вмятин 119
4.1.4 Анализ разрушений и деформаций стенки трубной плети 130
4.2 Коррозионно-механические испытания образцов с поверхностным концентратором напряжений из трубной плети 131
4.2.1 Методика эксперимента и структурного анализа металла образцов после коррозионно-механических испытаний 131
4.2.2 Элементы механизма коррозионного растрескивания под напряжением трубной стали 17Г1С в нейтральной среде 136
4.3 Выводы по главе 4 139
Общие Выводы 141
Список литературы 143
- Материалы, применяемые для изготовления магистральных трубопроводов нефтегазового комплекса
- Метод меток для искусственных поверхностных трещинопо-добных концентраторов напряжений
- Результаты испытаний крупномасштабных образцов с поверхностным концентратором напряжений из стали 20, 09Г2С и 17Г1С после холодной пластической деформации
- Коррозионно-механические испытания образцов с поверхностным концентратором напряжений из трубной плети
Введение к работе
Надежность и полнота обеспечения российских потребителей нефтью и природным газом и увеличение объемов их экспорта в значительной мере зависят от работоспособности и долговечности протяженных систем магистральных нефтегазопроводов, и требования, предъявляемые к этим параметрам, растут из года в год.
Магистральные трубопроводы на всем протяжении своего жизненного цикла испытывают воздействия, характеризуемые различным уровнем уп-ругопластического деформирования стенки трубы: транспортировка труб к месту строительства, монтажно-сварочные работы, длительная эксплуатация в условиях сезонной подвижки и пучения грунтов, техногенное воздействие и т.д.
Известно, что упругопластическое деформирование вызывает сложные и многообразные процессы в структуре кристаллических материалов начиная от мезо- до макроуровня. Эти процессы существенно меняют коррози-онно-механические характеристики материалов, особенно если это холодная пластическая деформация. Исчерпание запаса пластичности конструкционными сталями и сплавами обычно связывают со снижением их эксплуатационных характеристик, что часто и определяет существующие технологические нормы при испытании трубопроводов повышенным давлением, при котором в стенке трубы создаются напряжения значительно ниже условного предела текучести.
Статистика отказов нефтегазопроводов показывает, что около 20% разрушений происходит на трубопроводах, находящихся в эксплуатации до 5 лет, что указывает на низкую эффективность существующих режимов испытаний.
Анализируя зарубежный опыт испытания трубопроводов как на стадии строительства, так и при проведении ремонтных работ, видно, что использование, например, стресс-теста, когда в стенке трубы создаются напряже-
ния выше условного предела текучести, позволяет выявить большее количество дефектов критического и докритического размеров, существенно снизить сварочные и монтажные напряжения.
Сдерживающей причиной более широкого использования таких методов как стресс-тест, является недостаток информации о влиянии пластической деформации на коррозионно-механические характеристики трубных сталей и их сварных соединений в зависимости от срока эксплуатации.
Данная работа направлена на дальнейшее изучение влияния различной степени упругопластической деформации на коррозионно-механические характеристики трубных сталей и их сварных соединений с учетом срока эксплуатации, что в случае получения положительных результатов даст осно-вания для корректировки режимов испытаний, норм выбраковки с дефектами типа «вмятина» и т.п.
На основании выше изложенного, была сформулирована цель данной работы: определить пороговые значения пластической деформации исследуемых трубных сталей в исходном состоянии и после длительной эксплуатации, при которых наблюдается снижение эксплуатационной надежности трубопроводов.
Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:
оценить влияние рассеянной поврежденности, формирующейся в трубных сталях в процессе длительного нестационарного нагружения на сопротивляемость усталостному разрушению;
оценить влияние предварительной пластической деформации на сопротивляемость зарождению и развитию усталостного разрушения трубных сталей от поверхностного трещиноподобного концентратора напряжений на воздухе и в модельной коррозионно-активной среде;
исследовать эволюцию дислокационной структуры стали феррито-перлитного класса в процессе длительной эксплуатации и пластической де-
формации, и ее влияние на трещиностойкость и коррозионную стойкость стали.
В диссертационной работе были использованы следующие методы исследований: механика разрушения, механические и циклические испытания крупномасштабных образцов по критериям механики разрушения, натурные испытания трубных плетей после длительной эксплуатации, электронная фрактография усталостных изломов, трансмиссионная электронная микроскопия.
Полученные результаты позволили сформулировать следующие положения научной новизны:
- установлено, что для всех испытанных трубных сталей феррито- пер
литного класса существует некоторый порог значений предварительной
пластической деформации при достижении которого наблюдается некото
рое повышение, а последующий рост пластической деформации сопровож
дается падением циклической трещиностойкости. Так для стали 20 и ее
сварных соединений по достижении 4-5 % холодной пластической дефор
мации трещиностойкость не меняется, а при дальнейшем ее росте до 16%
наблюдается плавное снижение.
Для стали 09Г2С и ее сварных соединений 4% предварительной холодной пластической деформации приводит к увеличению трещиностойкости, а после 5-6% к резкому, почти двукратному падению при 8-10%. Сталь 17Г1С до 3% увеличивает трещиностойкость в большей степени, чем сталь 09Г2С, но при дальнейшем росте пластической деформации трещиностойкость снижается плавно, аналогично стали 20;
- показано, что длительная эксплуатация магистральных трубопроводов
в условиях нестационарного нагружения сопровождается активным ростом
рассеянной поврежденности в трубных сталях, приводящей к снижению
пластических свойств и сопротивляемости разрушению.
Так 20 лет эксплуатации магистральных трубопроводов из стали контролируемой прокатки Х70 в условиях Крайнего Севера и 27 лет из стали 17Г1С привело к снижению критического значения коэффициента интенсивности напряжений на крупномасштабных образцах при циклическом на-гружении со 150-165 МПа-м1/2 до 105-115 МПа-м1/2 и 140-145 МПа-м1/2 до 105-110 МПа-м1/2 для основного металла, со 125-135 МПа-м1/2 до 90-100 МПа-м1/2 и 105-130 МПа-мш до 65-85 МПа-м1/2 для стыкового сварного соединения соответственно;
- упругопластическое деформирование трубных сталей феррито-перлитного класса сопровождается ростом плотности дислокаций и изменением субструктуры феррита, приводящей к изменению коррозионно-механических характеристик. На примере стали 17Г1С показано, что длительная эксплуатация формирует дислокационную структуру типа «леса» с плотностью дислокаций рлеса~ 1010 смГ2, характеризующуюся низкими кор-розионно-механическими характеристиками; Последующее пластическое деформирование на уровне 1,7-2% повышает эксплуатационные характеристики стали 17Г1С после длительной эксплуатации до момента формирования в феррите ячеистой субструктуры с плотностью дислокаций ряч. ~ 10й см"2. С этого момента сталь 17Г1С становится склонна к коррозионному растрескиванию под напряжением в нейтральных средах.
В качестве практической значимости можно утверждать, что проведенные исследования дают основание для работы по оптимизации режимов гидравлических испытаний трубопроводов в зависимости от марки стали и срока их службы с целью повышения выявляемое критических и докри-тических дефектов как на стадии строительства, так и после проведения ремонтных работ, что положительно скажется на эксплуатационной надежности магистральных нефтегазопроводов. Полученные результаты испытания трубной плети также могут быть использованы как основание для пересмотра действующего в настоящее время в ОАО «Газпром» нормативного
документа «Инструкция по оценке дефектов труб и соединительных деталей при ремонте и диагностировании магистральных газопроводов» в части норм оценки критичности вмятин, что позволит значительно снизить материальные расходы при проведении ремонтных работ, не снижая требуемую надежность газопровода.
Достоверность полученных результатов обеспечивается: методологией исследований, основанных на трудах зарубежных и отечественных ученых; испытанием крупномасштабных образцов и полноразмерных элементов конструкций по критериям механики разрушений; привлечением современных методов структурного анализа исследуемых сталей; использованием статистических данных и сопоставлением результатов расчетов и экспериментов с результатами других авторов.
Материалы, применяемые для изготовления магистральных трубопроводов нефтегазового комплекса
Магистральные трубопроводы динамично развиваются по всем основным параметрам: диаметру труб, величине рабочего давления, дальности перекачки. Заметно снизилась температура транспортируемого газа, резко возросла мощность газопроводов.
Это определяет требования, которые предъявляются к надежной, безотказной работе магистральных трубопроводов в течение многих лет их эксплуатации. Необходимость исключения хрупких разрушений «лавинного» типа и протяженных вязких разрывов потребовали производства стали высокой вязкости и хладостойкости. Таких требований не предъявляли к металлургической промышленности никакие другие потребители.
Сложность производства высококачественных сталей усугублялась большой потребностью нефтяной и газовой отраслей промышленности в трубах, измеряемой несколькими миллионами тонн в год. Необходима не только качественная, но и дешевая массовая сталь, которую можно поставлять в больших количествах, не прибегая к ее легированию дорогостоящими и дефицитными элементами [4,7,12].
Изложенное показывает, что стали, применяемые для изготовления труб магистральных газонефтепроводов и промысловых сетей, можно разделить на три основных типа: углеродистые;низколегированные феррито-перлитные стали на базе марганца и кремния; стали контролируемой прокатки.
Углеродистые стали для производства труб применяются обыкновенного качества, поставляемые по ГОСТ 380—71 группы «В», т. е. с гарантией механических свойств и химического состава, марок ВСт.2, ВСт.З и редко ВСт.4. Бесшовные трубы чаще изготавливают из качественных конструкционных углеродистых сталей марок 10-20, которые поставляются по ГОСТ 1050—74. В зависимости от степени раскисления все углеродистые стали могут поставляться кипящими, полуспокойными и спокойными.
Химический состав сталей и их механические свойства определяются государственными стандартами в зависимости от марки и степени раскисления. В табл. 1 и 2 приведены механические свойства и химический состав спокойных сталей в листах толщиной до 25 мм.
Содержание азота в углеродистых сталях не должно быть более 0,008,%. Кроме оговоренных в табл.1 свойств, ГОСТ 1050-74 для сталей марок 10 и 20 регламентирует твердость и некоторые элементы структуры. ГОСТ 380-71 предусматривает также производство углеродистой стали, упрочненной марганцем. В этом случае в маркировку стали вводится буква Г и сталь маркируется ВСт.ЗГ. Применительно к условиям работы металла в напорных трубопроводах разница между углеродистыми сталями, поставляемыми по ГОСТ 380-71 и 1050- 74, незначительна.
Спокойные углеродистые стали более качественны, имеют однородный химический состав, но более дорогостоящи. Качество поверхности спокойной листовой стали может быть хуже, чем у кипящих марок. Структура кипящих сталей наименее однородна из-за сегрегации углерода, серы и фосфора.
Неоднородность химического состава у кипящих и полуспокойных углеродистых сталей вызывает известную разницу свойств в различных частях листа. Так, против сертификатных данных разница свойств у кипящей стали может доходить по временному сопротивлению разрыву да 70 МПа, а у спокойных - до 25 МПа, по пределу текучести - соответственно до 50 и 30 МПа.
Исследования сопротивления зарождению трещин в основном металле и сварных соединениях труб диаметром 168 и 219 мм с толщиной стенки 6 мм из кипящей и полуспокойной сталей марки 10 были проведены на коротких патрубках длиной 100мм. Патрубки испытывались на сплющивание при Т = 20- -20 С. При оценке сопротивления сварного соединения зарождению трещин швы труб располагали в растянутой зоне, а при испытании основного металла - в сжатой зоне. При оценке сопротивления зарождению трещин основного металла труб на части патрубков наносили надрез глубиной 1- 1,5 мм при радиусе дна надреза 0,5мм. Проведенные исследования показали следующее [4,44,78]: в основном металле стали 10 при испытании более 150 патрубков без надреза из кипящих и полуспокойных плавок ни в одном случае зарождения трещин не наблюдалось;
Метод меток для искусственных поверхностных трещинопо-добных концентраторов напряжений
Для определения текущего значения коэффициента интенсивности напряжений (КИН) в вершине развивающейся поверхностной трещины от искусственного поверхностного концентратора напряжений использовался метод «меток».
Данный метод основывается на том, что при изменении длины проскока усталостной трещины за цикл нагружения меняется шероховатость поверхности усталостного излома.
При испытаниях крупномасштабных образцов (см. рис.2.3 и 2.4) в условиях одноосного циклического растяжения данный метод реализуется следующим образом: в процессе нагружения без остановки машины через равное количество циклов при рабочих нагрузках производилось 40% снижение максимального усилия за цикл с сохранением асимметрии нагружения, а через 5-Ю3 циклов рабочую нагрузку восстанавливали.
При изменении нагрузки меняется величина подрастания усталостной трещины за цикл, что меняет шероховатость поверхности усталостного излома от поверхностного концентратора напряжений и четко фиксируется положение фронта развития магистральной трещины на поверхности усталостного излома образца (рис.2.6).
Для определения текущего коэффициента интенсивности напряжений (КИН) в вершине усталостной трещины в выражение 2.1 подставляем максимальные напряжения растяжения за цикл, создаваемые в рабочей части образца.
В процессе испытаний с помощу метода меток фиксируются ширина и длина (в нашем случае глубина) развивающейся поверхностной трещины (рис. 2.6). оскольку выражение 2.1 применимо для поверхностной трещины в полубесконечной пластине, то вводится поправочный коэффициент М учитывающий соотношение размера поверхностной трещины с толщиной реального образца в любой момент ее развития. Значения коэффициента М берутся из графика на рис.2.7. испытаний были построены гистограммы усталостного разрушения образцов вырезанных из труб сталей Х70 и 17Г1С аварийного запаса и из труб после длительной эксплуатации (рис.2.8).
Анализируя полученные результаты можно обнаружить, что длительная эксплуатация магистральных трубопроводов в условиях нестационарного нагружения приводит к снижению пластических свойств и сопротивляемости разрушению. Так 20 лет эксплуатации магистрального трубопровода из стали контролируемой прокатки Х70 в условиях Крайнего Севера привело к снижению критического значения коэффициента интенсивности напряжений на крупномасштабных образцах при циклическом нагружении со 150-165 МПа-м1/2 до 105-115 МПа-м1/2 для основного металла и со 125-135 МПа-м до 90-100 МПа-м для стыкового сварного соединения.
Аналогичные испытания были проведены для образцов из стали 17Г1С вырезанных вдоль труб диаметром 1020мм с толщиной стенки 11мм. Использовались трубы аварийного запаса и трубы после 27 лет эксплуатации на участке Ухта-Торжок 2-я нитка.
Испытывалось две серии образцов: из основного металла и со сварным кольцевым монтажным швом. Для труб из аварийного запаса изготавливалось кольцевое сварное соединение по технологии, применяемой при строительстве трубопроводов из данной стали и диаметром 1020мм.
Критическое значение коэффициента интенсивности напряжений (КИН), при котором поверхностная трещина в образце переходит в сквозную, для основного металла в состоянии поставки со 140-145 МПа-мш снизилось до 105-110 МПа-м1/2, а для стыкового кольцевого сварного соединения со 105-130 МПа-мш до 65-85 МПа-мт после длительной эксплуатации.
Изменился и характер усталостного разрушения - с вязкого усталостного разрушения, характеризуемого наличием усталостных фасеток на поверхности излома, к квазихрупкому и хрупкому после длительной эксплуатации. На фрактографиях усталостного излома отсутствуют усталостные фасетки и видны участки сколов транскристаллитного разрушения.
После проведения циклических испытаний была сделана фрактогра-фия поверхностей усталостного излома образцов из трубной стали Х70. Результаты приведены на рисунке 2.9.
Как видно из фрактографических снимков изменился и характер механизма усталостного разрушения. Если на образцах из труб аварийного запаса на фрактографии поверхности излома четко видны усталостные фасетки, то после 20 лет эксплуатации фасеток нет и видны участки скола квазихрупкого разрушения.
По результатам фрактографического анализа установлено, что длительная эксплуатация исследованного основного металла труб газопроводов сопровождается резким его охрупчиванием, проявляющимся при циклических испытаниях. Охрупчивание сопровождается сменой микромеханизма разрушения с вязкого транскристаллитного (путем зарождения, роста объединения микропор) на хрупкое. При этом основным механизмом хрупкого разрушения является транскристаллитный скол по телу а-фазы. Общие закономерности изменения ударной вязкости металла шва в процессе эксплуатации можно считать аналогичными.
Анализ причин разрушения трубопроводов из стали Х70 показал, что в процессе эксплуатации в металле происходят существенные изменения структуры и свойств, связанные в основном с развитием малоцикловой усталости и деформационного старения. Последнее обусловлено наличием в металле примесей углерода и азота, которые взаимодействуют с дислокационной структурой, способствуя охрупчиванию сталей, так как при этом уменьшается возможность релаксации упругих напряжений за счет пластической деформации.
Результаты испытаний крупномасштабных образцов с поверхностным концентратором напряжений из стали 20, 09Г2С и 17Г1С после холодной пластической деформации
Для создания в испытуемом образце двухосного напряженно-деформированного состояния из стенки труб диаметром 720 мм (для Стали 20 и 09Г2С) и 1020 мм (для стали 17Г1С) вырезали вдоль оси крупногабаритные сегменты длиной 450 мм и шириной 80 мм. Далее, на вырезанном сегменте формировали рабочую часть образца. Ширина рабочей части должна быть не менее 6 толщин, тогда при одноосном растяжении в центральной части образца, составляющей около 35% от ширины рабочей части, создается двухосное напряженно-деформированное состояние (НДС) аналогичное НДС стенки трубы нагруженной внутренним давлением. Краевые участки образца выпрямлялись на прессе для обеспечения необходимого захвата губками испытательной машины.
Стыковой шов (для образцов из Стали 20 и 09Г2С) выполняли в середине рабочей части образцов поперек оси образца, что имитировало продольный шов трубы, нагруженной внутренним давлением.
Стыки на образцах выполняли ручной электродуговой сваркой электродами марки УОНИ-13/55 диаметром 2,0-3,0 мм. Швы выполняли трехслойными с усилением 1,0 - 2,0мм в соответствии с допуском по СНиП 111-42-80. Механические испытания стандартных образцов со швом по ГОСТ 6996-66 показали, что стыковые швы соответствуют условию СНиП 2.05.06 - 85 о равнопрочности стыка и основного металла трубы.
После изготовления образцов на них наносился различный уровень пластической деформации. Уровень пластической деформации фиксировали по изменению расстояния между нанесенными реперными точкам с шагом 10 мм в рабочей части образца на базе 60 мм. На группы образцов из сталей 20 и 09Г2С наносился следующий уровень пластической деформации: 5=2-3, 5-6, 8-10, 12-13, 16%. Для образцов из стали 17Г1С- 3-3,2, 5-6 и 8-10%.
После внесения различного уровня предварительной пластической деформации, на образцы наносился трещиноподобный концентратор напряжений фрезой толщиной 0,2мм. Глубина надреза составляла 1мм, длина надреза- 15мм.
Для подготовленных образцов была реализована следующая программа испытаний: циклическое нагружение образцов с максимальным напряжением в цикле атах =0,9аТ, асимметрия цикла R = 0,5, частота на-гружения 120 цикл/мин. При испытаниях образцы доводились до разрушения. Циклические испытания проводили на машине ЦД-100-ПУ.
Из полученных зависимостей (рис.3.18) видно, что для стали 09Г2С и ее сварных соединений до 3-4% пластической деформации регистрируется 10- 15% увеличение циклической долговечности образцов, а при пластической деформации более 5-6% регистрируется резкое (в 1,5 - 2 раза для основного металла и в 2 - 2,5 раза для сварного соединения) падение циклической долговечности образцов к 10% пластической деформации.
Для трубной стали 20 и ее сварных соединений, до 4-5% пластическая деформация практически не влияет на циклическую долговечность образцов с поверхностным концентратором напряжений. Увеличение предварительной пластической деформации до 16% сопровождается достаточно плавным снижением долговечности образцов и при максимальном значении в 16% достигает 30 - 40% снижения.
У стали 17Г1С пластическая деформация до 3 % вызывает рост сопротивляемость усталостному разрушению, а при дальнейшем увеличении предварительной пластической деформации наблюдается плавное снижение трещиностойкости, аналогичное стали 20.
1. Установлено, что для всех испытанных горячекатаных сталей 20, 09Г2С, 17Г1С и их сварных соединений существует диапазон значений пластической деформации, при котором отмечается некоторое повышение трещиностойкости.
2. Для стали 20 пластическая деформация до 4,0-5,0% не влияет на характеристики сопротивляемости разрушению, а для стали 09Г2С и стали 17Г1С предварительная пластическая деформация до 3,0 - 4,0% увеличивает циклическую долговечность на 10 —15% как основного металла, так и стыковых сварных соединений, выполненных ручной дуговой сваркой.
3. Увеличение уровня предварительной пластической деформации до 14-16% для стали 20 приводит к плавному снижению циклической долговечности образцов, а для стали 09Г2С и ее сварных соединений при предварительной пластической деформации на уровне 5,0-6,0% отмечается резкое, почти двукратное снижение долговечности образцов к 10% пластической деформации, что свидетельствует о ее высокой чувствительности к пластической деформации.
Коррозионно-механические испытания образцов с поверхностным концентратором напряжений из трубной плети
Установлено, что длительная эксплуатация в условиях нестационарного нагружения оказывает негативное влияние на комплекс пластических свойств металла, снижает его трещиностойкость, а также изменяет характер разрушения с вязкого на квазихрупкий. Анализ причин разрушения металла трубопроводов показал, что в процессе эксплуатации труб в металле происходят существенные изменения структуры и свойств, связанные в основном с развитием малоцикловой усталости и деформационного старения. Последнее обусловлено наличием в металле примесей углерода и азота, которые взаимодействуют с дислокационной структурой, способствуя охрупчиванию сталей, так как при этом уменьшается возможность релаксации упругих напряжений за счет пластической деформации.
В рамках проведения стендовых гидравлических испытаний труб из стали 17Г1С после длительной эксплуатации с различными поверхностными дефектами, до начала испытаний, а также после проведения испытаний, из труб вырезались крупномасштабные образцы для испытаний на трещиностойкость в условиях циклического нагружения на воздухе и в коррозионно-активной среде. Программа гидравлических испытаний плети предусматривала доведение ее до разрушения, в связи с чем, металл труб вне зоны влияния поверхностных концентраторов напряжений получил в процессе испытаний пластическую деформацию на уровне 1,5-2%.
Образцы были вырезаны вдоль оси трубы, рабочая длина образцов 300мм, ширина 70мм, толщина 11мм. На каждом из образцов до проведения испытаний в его рабочей части наносились по 2 поверхностных трещинопо добных концентратора напряжений тонкой фрезой толщиной 0,2мм на глубину 1мм и длиной 15мм. На один из нанесенных поверхностных концентраторов напряжений устанавливалась ячейка с коррозионно-активной средой, соответствующей почвенному электролиту с рН 7,0.
Испытания образцов проводились на машине ЦД-100-ПУ (технические характеристики см. п.2.2.1). Нагружения проводились в следующем режиме: amax= 0,8стТ, R=0,5, частота нагружения- 120 циклов в минуту.
На рабочую поверхность образцов в центральной ее части наносили два трещиноподобных поверхностных концентратора напряжений фрезой толщиной 0,2мм на глубину 1,5мм и протяженностью 10мм. Расстояние между надрезами установили 70мм.
На рабочую поверхность с одним концентратором напряжений устанавливали коррозионную ячейку с 3% раствором NaCl, имеющим рН = 7.
Такая методика испытаний позволяет проводить одноосное циклическое нагружение металла образца как на воздухе, так и в коррозионной среде в совершенно одинаковых условиях, что повышает точность сравнения результатов циклической трещиностойкости на воздухе и в среде.
Для построения кинетической диаграммы усталостного разрушения (КДУР) использовался метод «меток». К ДУР испытанных образцов (рис.4.25) показали, что образцы из труб стали 17Г1С после длительной эксплуатации, но до испытаний в плети, имеют более низкую трещиностой-кость как на воздухе, так и в коррозионной среде по сравнению с образцами, вырезанными из труб после испытания в плети.
Все испытанные образцы разрушились от поверхностного концентратора напряжений в коррозионноактивной среде.
Образцы, вырезанные из труб после длительной эксплуатации, но до испытания в плети, разрушились при КИН равном 130-135 МПа-мш , а из труб после испытаний в плети при 160-175 МПа-м (рис.4.25).
Поскольку скорость развития усталостной трещины от поверхностного концентратора напряжений в модельной среде значительно выше, чем на воздухе, то после разрушения образца проводили долом по усталостной трещине развивавшейся на воздухе. Если усталостная трещина на воздухе развилась значительно, то для разрушения было достаточно изгиба (рис.4.26,а - верхний излом), если нет, то подпиливали и после этого доламывали (рис.4.26,б - верхний излом).
При этом, для первой серии образцов поверхностная трещина на воздухе проросла, к моменту разрушения образца от поверхностного концентратора в среде, на 60-65%, а в образцах второй серии только на 25-30% (рис. 4.26 верхние доломы).
Изучение изломов образцов в коррозионно-активной среде показал следующие особенности: разрушение образцов, вырезанных из труб после проведения стендовых испытаний, имеет две стадии коррозионно-механического разрушения. Первая стадия охватывает участок протяженностью до 2/3 толщины образца, где поверхностная трещина развивается по типу усталостного разрушения ускоренного средой, а оставшийся участок, до момента перехода поверхностной трещины в сквозную, по типу коррозионного растрескивания под напряжением (КРН). Переход к коррозионно-механическому разрушению по типу КРН наступает при достижении в вер-шине развивающейся трещины значения КИН 160-175 МПа-м
Для трансмиссионной электронной микроскопии вырезались темплеты из металла труб диаметром 1020мм и толщиной 11мм после длительной эксплуатации (27 лет на участке Ухта-Торжок 2-я нитка), но до нагружения переменным гидравлическим давлением в плети и последующего разрушения избыточным давлением.
Темплеты вырезались из основного металла вдали от сварных соединений и вмятин. Мезоструктура феррита представлена на рис.4.27,а..
После проведения циклических испытаний образцов, когда после прохождения усталостной поверхностной трещиной в модельной среде 2/3 толщины образца механизм коррозионно-механического разрушения поменялся на коррозионное растрескивание под напряжением (КРН), темплеты вырезались из металла перед фронтом усталостной трещины после реализации механизма КРН. Мезоструктура представлена на рис.4.27,б.
