Проведение испытаний для построения так называемых R-кривых (зависимостей «CTOD-вязкий подрост трещины» или «J-вязкий подрост трещины») характеризует сопротивление материала подросту вязкой трещины, который ограничен несколькими миллиметрами. При больших подростах линейная и нелинейная механика разрушения не работает. Построение R-кривых позволяет также получить оценку J-интеграла, соответствующую началу вязкого подроста трещины, которую можно использовать в расчетах хрупкой прочности труб с трещиноподобными дефектами.

Таким образом, ни величина CTOD, ни величина J-интеграла не могут служить характеристиками сопротивления материала распространению протяженных вязких трещин.

4.4 Проблемы определения трещиностойкости на стадии лабораторных испытаний

Натурные испытания показали, что при несущественных отличиях в величине нормируемых критериев основного металла трубы разных фирм имеют существенные различия в длине вязких трещин до остановки. При этом одни из труб успешно прошли испытания (трещина остановилась в пределах трех труб), другие нет (трещина прошла все три трубы и остановилась в буферных трубах). В отдельных трубах остановка распространения трещин произошла на первых участках трубы по длине, когда декомпрессии еще практически не было, что противоречит всем существующим методикам оценки длины вязкого распространения трещин.

Расчеты значений ударной вязкости, требуемой для остановки вязкого разрушения, выполненные по одним методикам, показали, что для остановки вязкого разрушения необходима ударная вязкость выше 400 джоуль/см². Однако при натурных испытаниях наблюдалась остановка вязкой трещины в пределах трех испытываемых трубах при вязкости 250-350 джоуль/см².

Расчеты необходимой ударной вязкости, выполненные по другим методикам, в частности по методике Баттелли, дают необходимую ударную вязкость порядка 200 джоуль/см², но как показывают натурные испытания, в трубах и со значительно более высокой ударной вязкостью длина вязкого распространения трещин непредсказуемо высока (остановка трещины произошла в буферных трубах) [9,10,11].

Важно отметить, что остановка трещины как при ее остановке в пределах трех испытываемых труб, так и при ее остановке на буферной происходила с отклонением трещины от прямолинейного направления ее движения с закольцовыванием трещины. Такую остановку вязкой трещины ее закольцовыванием подтверждают и многочисленные литературные источники как по результатам натурных испытаний, так по случаям аварийных разрушений трубопроводов. После закольцовывания трещины происходит практически полное «раскрытие» стенки трубы с резким снижению давления, что приводит к устранению движущей силы распространения трещины.

Натурные испытания, проведенные в соответствии с лучшими мировыми стандартами, подтвердили высокий технологический уровень производства сварных прямошовных труб всех фирм, представивших трубы на испытания. Свидетельством этого является то, что в натурных испытаниях на полигоне в районе г. Копейска как при переходе трещины от трубы-инициатора в испытываемую трубу, так и при закольцовывании трещины сварные швы не оказывали влияния на направление движения трещины. Это указывает на то, что при современном уровне технологии изготовления сварных прямошовных труб практически решающее влияние на стойкость труб от протяженных вязких разрушений оказывает состояние листового проката, используемого для производства труб.

Из результатов натурных испытаний видно, что действующие нормируемые характеристики основного металла позволяют предсказать способность трещины к остановке, но не длину трещины до закольцовывания.

Литературные источники по расследованиям аварий трубопроводах показывают, что анализ причин вязких протяженных магистральных трещин сводится, главным образом, к сравнению нормируемых характеристик основного металла в образцах, отобранных от аварийных участков трубопровода, с теми же характеристиками, приведенными в сертификатах. Если их находят, то этим и объясняют причины аварий. Действительно, часть аварий случается по вине тех производителей, кто представляет недостоверные сведения по значениям действующих критериев качества труб. Но трудно заподозрить в этом фирмы, которые представляют свою продукцию на конкурсные натурные испытания для строительства трубопровода, когда выбор определяется дорогостоящим заказом.

Отмеченное выше подтверждают и замеры нормируемых характеристик образцов от всех труб, выполненные на участке механических испытаний ОАО «РосНИТИ», прошедших натурные испытания на полигоне в районе г. Копейска. Были отмечены отдельные отклонения замеренных значений с приведенными в сертификатах по ударной вязкости KCU/KCV (при температурах от минус 20°С до минус 60°С), пределу текучести , временному сопротивлению , сопротивлению разрыва , относительному удлинению и сужению . Однако существенных различий в значениях указанных нормируемых характеристик основного металла с приведенными в сертификатах, как и между характеристиками труб, прошедших и не прошедших испытания, не замечено.

Анализ существующих методик прогнозирования вязкого распространения разрушения и результатов натурных испытаний показывает, что низкая сходимость значений расчетных и наблюдаемых на практике длин вязких трещин связана с тем, что вязкие трещины анализируются как и хрупкие только по условиям распространения-торможения трещин без учета пластических деформаций стенки трубы перед вершиной трещины. Вследствие отсутствия универсальных критериев надежности труб, предотвращающих в них протяженные вязкие разрушения, не требующих введения эмпирических коэффициентов, зависящих от многочисленных конкретных условий, практически единственным критерием стойкости труб от протяженных разрушений остается вязкость металла.

Характеристики вязкости соответствуют энергозатратам на непосредственно распространение трещины. Однако энергозатраты на пластическую деформацию растяжением стенки трубы перед вершиной трещины, как показывают расчеты, могут значительно превосходить энергозатраты на распространение трещины. Это не может не отразиться на скорости трещины, а, следовательно, на ее закольцовывание в результате декомпрессии.

Кроме того, наблюдаемые случаи закольцовывания трещины на минимальной длине трубы при практическом отсутствии декомпрессии указывает на то, что в трубах высоких групп прочности возможен отличающийся от принятого механизм остановки трещины, который рассматривает закольцовывание трещины независимо от уменьшения в результате декомпрессии внутреннего давления. В приведенном в этом же сборнике сообщении (Лозовой В Н. и др. «Особенности остановки закольцовыванием вязких магистральных трещин труб большого диаметра») показано, что при достаточно высоких усилиях пластического растяжения стенки трубы перед вершиной трещины, которые обеспечиваются благодаря высокой группе прочности основного металла и достаточно высоком отклонении вектора результирующего усилия растяжения стенки от вектора кольцевых усилий, который обеспечивается высокой пластичностью основного металла, решающее влияние на закольцовывание трещины оказывает вектор усилий от раскрытия стенки трубы.

Такое закольцовывание вязкой трещины труб высоких групп прочности подтверждают натурные испытания. Но несущественные отличия в значениях действующих критериев основного металла труб при получении в них разных результатов натурных испытаний указывают на то, что эти критерии не в полной мере отвечают прогнозированию надежности труб повышенных групп прочности и нуждаются в дополнениях.

Из литературных источников [12] известно, что пластичность металла зависит от скорости деформации и при повышении скорости деформации снижается. При этом, если при обычных скоростях малоуглеродистая сталь весьма пластична, то с повышением скорости деформации снижение пластичности металла может быть таким, что при скоростях деформации, реализуемых нагружением взрывом, происходит снижение пластичности металла до нулевой, когда наблюдается типичное хрупкое разрушение.

Анализ литературных источников, касающихся повышения комплекса свойств проката для труб большого диаметра показывает, что исследования по совершенствованию структурных характеристик трубной стали касаются вопросов повышения прочности проката в сочетании с хорошей хладостойкостью, регламентированной свариваемостью, повышением уровня ударной вязкости со 100% долей вязкой составляющей при низких температурах, в частности, с концепцией получения сталей с феррито-бейнитной микроструктурой [19]. Однако не встречается работ, посвященных повышению пластичности основного металла труб при высоких скоростях нагружения.

Между тем, полигонные испытания показали, что скорость распространения трещины в трубе-инициаторе имеет значение порядка 700 м/с, а в испытываемых трубах 200- 300 м/с. Наблюдаемая при этих скоростях в результате пластического растяжения стенки волнистость в зоне рваной кромки с соответствующим утонением стенки свидетельствует о том, что основной металл трубы при реализуемых скоростях нагружения, в том числе, на трубе-инициаторе обладает вязкими свойствами и способен пластически деформироваться. В связи с тем, что наблюдаемая степень пластического растяжения стенки труб разных фирм различается, что оказывает существенное влияние на закольцовывание вязкой трещины, необходимы работы как по определению оптимальных деформаций растяжения, так и выявлению особенностей структуры металла, обладающего требуемой пластичностью при скоростях нагружения, реализуемых при вязком распространении трещин, а также разработке рекомендаций по технологии получения листового проката с заданной структурой и характеристиками пластичности.

Получение требуемых характеристик металла при горячей прокатке на пластометре предусматривает растяжение стандартных образцов с заданной скоростью до разрыва. Однако пластическая деформация стенки трубы происходит под действием усилий, приводящих одновременно с растяжением стенки к распространению трещин. Поэтому используемый на пластометре метод не годится для выявления пластичности основного металла труб, которая реализуется при вязком распространении трещин.

Одними из возможных схем нагружения образца металла при выявлении пластичности основного металла могут быть приведенные на рисунках 4.4 и 4.5.

Рис.4.4 Определение пластичности металла при нагружении образца ударом с заданной скоростью нагружения

Рис.4.5 Определение пластичности металла при нагружении образца растяжением с заданной скоростью нагружения

Образец, выполненный в виде пластины металла стандартной толщины, ширины и длины, имеет надрез, который при нагружении продолжается трещиной.

При нагружении ударом направление удара совпадает с направлением надреза (НТ). Усилия растяжения стенок, перпендикулярное надрезу (трещине) достигаются шарнирным закреплением образца в местах по его высоте, обозначенных на рисунке 4.4 как 1, 2 или 3. Изменение закреплений образца приводит к перераспределению растягивающих нагрузок по высоте образца, а значит и направления вектора результирующего усилия растяжения стенки перед вершиной трещины. Это делается для того, чтобы максимально близко приблизить распределение действующих в стенке трубы при лабораторном замере пластичности металла к действующим при натурных испытаниях. Нахождение такого места закрепления лабораторного образца выполняется после сравнения получаемой степени пластической деформации при том или ином месте закрепления, с полученным при натурных испытаниях тех же труб того же основного металла, от которых был отобран образец. Место закрепления может быть стандартизировано при получении одинаковых степеней пластической деформации растяжением в лабораторных и натурных испытаниях.

При нагружении растяжением образец нагружается с заданной скоростью усилиями, перпендикулярными надрезу (НТ). При этом для изменения направления вектора результирующего усилия растяжения стенки усилие прикладывают в местах по высоте образца, обозначенных на рисунке 4.5 как 1, 2 или 3. Место приложения растягивающей нагрузки может быть стандартизировано при получении одинаковых степеней пластической деформации одного и того же основного металла труб в лабораторных и натурных испытаниях.

После разрыва пластины регистрируется утонение стенок, величина которого указывает на степень пластической деформации и пластичность металла. Проведение натурных испытаний даст возможности оценить необходимую пластичность основного металла, которая позволяет однозначно прогнозировать для труб высоких групп прочности остановку трещины закольцовыванием после прохождения трещиной минимально короткой длины при практически отсутствии декомпрессии.

В ряде современных исследований показано, что в качестве основной характеристики материала, определяющей скорость распространения трещины и сопротивление материала развитию вязкого разрушения, следует использовать критический угол раскрытия трещины (CTOA). В терминах ? - R - кривой величина CTOA является арктангенсом отношения «CTOD/статический подрост трещины». По полученным данным CTOA, определенные по ? - R - кривой, находятся в диапазоне 40…50° для вариантов, когда расщепления не относятся к типу раскрытых (тип 2), и всего 10…15° - при расщеплениях второго типа. Эти результаты относятся к переходной стадии развития вязкого разрушения, характеризующейся непостоянством величины CTOA и не имеют прямого отношения к стадии протяженного вязкого разрушения.

Для регистрации стабилизированного значения CTOA необходимы испытания с регистрацией больших (> 1..5 мм) подростов трещины.

4.5 Натурные пневмоиспытания труб на сопротивление протяженным разрушениям

Натурные испытания труб дают наиболее достоверную оценку способности трубопровода сопротивляться вязкому разрушению. Проведение полигонных испытаний позволяет оценить способность конкретной трубы к остановке вязкого разрушения, а также длину вязкого разрушения до остановки трещины. Но вместе с этим, полигонные испытания позволяют оценить достаточность действующих нормативных характеристик основного металла, а также достоверность существующих методик прогнозирования длины вязкого распространения разрушения труб нового поколения, полученных из основного металла повышенных групп прочности.

Полигонные испытания выполняют по стандартной методике. Общая длина плети труб определяется длиной участка испытываемых труб. Плеть труб состоит из следующих частей: труба - инициатор разрушения; два участка испытываемых труб; два участка буферных труб и две заглушки (днища). Труба-инициатор имеет длину 5 м. Два участка испытываемых труб, располагающихся слева и справа от трубы-инициатора, состоят из трех труб, сваренных друг с другом кольцевыми швами, каждый. Два участка буферных труб, длиной порядка 70 м каждый, предназначены для остановки трещины в случае, если она пройдет все три испытываемые трубы (в этом случае считается, что трубы не прошли испытания по надежности) и имеют толщину стенки выше, чем у испытываемых Натурные испытания проводят при отношениях напряжений к пределу текучести основного металла труб, которые возникают в стенке трубы в результате действия внутреннего давления выше проектируемого рабочего [20].

Важнейшей закономерностью, выявленной при полигонном испытании на остановку вязкого разрушения взрывом, явилась связь способности основного металла труб тормозить разрушение с характером макро - микрорельефа поверхности разрушения, объемом пластически деформированного металла и удельной энергией распространения трещины, соответственно. На рис.4.6 приведены характерные изображения профиля поверхности разрушения, соответствующие остановке и распространению трещины в пределах испытательного участка плети - первых трех труб, следующих за трубой-инициатором разрушения. В случае остановки разрушения наблюдается однородный излом с поверхностью, ориентированной под углом около 45 градусов к плоскости прокатки, что характерно для вязкого разрушения сдвигом. Степень утонения металла высокая, а пластическая деформация распространяется в основной металл на значительную глубину. В случае не остановки трещины профиль излома сложный, он состоит из ступенек, образованных продольными трещинами и поверхностями, ориентированным под углом около 45 градусов к плоскости прокатки. Степень деформации по максимальному утонению металла и глубине проникновения деформации в основной металл в окружном направлении существенно ниже.



Рис.4.6 Типичный профиль очага разрушения в трубах опытных партий К65 1420х27.7мм, выдержавших (а), не выдержавших (б) испытания на остановку разрушения при давлении 14.8 МПа и вид магистрального разрушения труб на полигоне ООО «ГАЗПРОМ трансгаз Екатеринбург»

5. Исследование механических свойств металла трубы опытной партии после полигонных пневмоиспытаний

В связи с неудовлетворительными результатами пневмоиспытаний на полигоне ОАО РосНИТИ по описанной выше методике опытной партии труб с толщиной стенки 27,7 мм из стали класса прочности К65, в лабораториях ОАО РосНИТИ и ФГУП ЦНИИ КМ «Прометей» произведена детальная оценка качества проката с количественным анализом характеристик структуры и энергоёмкости зарождения и развития трещины.

По химическому составу материал близок к стали марки 07Г2ХМФБ, её химический состав приведён в таблице 5.1.

Таблица 5.1 Химический состав стали трубы

Элемент	C	Si	Mn	S	P	Cr	Ni	Cu	Al	N2	V	Ti	Nb	Mo
%	0.06	0.20	1.65	0.002	0.012	0.18	0.20	0.15	0.032	0.006	0.028	0.014	0.05	0.203

Исследование микроструктуры.

В результате проведения ТМО сформировалась мелкодисперсная однородная по толщине листа феррито-бейнитная структура (рис.5.1).

Рис.5.1 Микроструктура листа.

Механические свойства металла трубы в объеме сдаточных испытаний

Механические свойства металла трубы приведены в Таблице 5.2.

Таблица 5.2 Механические характеристики образца

Испытания	Предел текучести ?т, МПа	Временное сопротивление ?в, МПа	Относи- тельное удли- нение, %	Соотно- шение ?т/?в	Равно- мерное удли- нение, %	Ударная вязкость KCV при температуре -40 °С, Дж/см2	Количество вязкой составляющей в изломе проб ИПГ при температуре -20 °С, %
Показания	634	707	20	0,89	8,5	426	370	351	95	95

5.1 Испытания на ударную вязкость

Испытание на ударный изгиб проводили по ГОСТ 9454-78 «Металлы. Метод испытания на ударный изгиб при пониженной, комнатной и повышенной температурах». При проведении испытаний определяли ударную вязкость основного металла труб на образцах Шарпи, 11 тип. Образцы вырезали поперек оси трубы (поперек направления прокатки листа). Ориентация надреза - по толщине стенки, то есть линия надреза перпендикулярна поверхности трубы. Испытания проводили на копрах мощностью 300Дж.

Испытания в «РосНИТИ» образцов из середины толщины стенки трубы проводили при температурах + 20, 0°, - 20°, - 40°, - 60°, - 75°, - 90°С.

На рисунке 5.2 представлена сериальная кривая, построенная по средним значениям испытаний в ЦНИИКМ «Прометей» образцов из трубы, и сопоставление полученных результатов с сериальной кривой для трубы Х80 такой же толщины, испытанной в рамках проекта «Магистраль».



Рис. 5.2 Сериальная кривые для труб К65, испытаные в ЦНИИ КМ «Прометей», образцы с наружной поверхности трубы.

Результаты испытаний показывают, что образцы обеих труб имеют при температурах -60?С и выше работу удара выше 300 Дж. Для сравнения таких материалов по работе удара (ударной вязкости) на верхнем шельфе требуется проведение испытаний на копрах большей мощности. В области вязко-хрупкого перехода металл трубы вблизи наружной поверхности трубы имеет температуру перехода в хрупкое состояние примерно на 20?С ниже, чем металл трубы в середине толщины стенки. Требование нормативной документации к трубам (KCV>250Дж/см² при температуре -40?С) с большим превышением выполнено для обеих труб.

Требование нормативной документации к трубам (KCV>250Дж/см2 при температуре -40?С) с большим превышением выполнено.

По температуре перехода в хрупкое состояние материал труб даже одной партии, в разных слоях по толщине стенки трубы отличается. Для отбора труб для натурных пневмоиспытаний целесообразно построение сериальных кривых (температурных зависимостей ударной вязкости), либо хотя бы дополнительных испытаний при температуре -80?С , а также перейти к испытаниям при температурах -60?С и выше на копрах мощностью не ниже 450 Дж.

Труба, разрушившаяся при натурных пневмоиспытаниях, имела критическую температуру перехода в хрупкое состояние не выше, чем труба этой же партии и аналогичная труба другого производителя (по результатам испытаний на ударную вязкость, выполненных в ЦНИИ КМ «Прометей» в рамках проекта «Магистраль»).

5.2 Испытания на растяжение металла трубы

Испытание на растяжение основного металла труб проводили на пропорциональных цилиндрических образцах по ГОСТ 1497-84 «Металлы. Методы испытаний на растяжение».

Испытания в ОАО «РосНИТИ» проводились на системе статических испытаний MTS Insight 100, с использованием экстензометра осевого типа.

Из основного металла трубы испытано четыре цилиндрических 5-кратных образца диаметром рабочей части 10 мм поперек оси трубы (оси прокатки листа) и четыре образца вдоль оси трубы.

В ЦНИИ КМ «Прометей» испытывали 5-кратные пропорциональные поперечные цилиндрические образцы с диаметром рабочей части 6 мм. Испытания проводили на испытательной машине Zwick/Roel при температурах от +20 до -64°С без экстензометра.

На поперечных образцах, испытанных в ЦНИИ КМ «Прометей» физический предел текучести отсутствует, в отличие от образцов, испытанных в ОАО «РосНИТИ». Вероятно, это объясняется тем, что в цилиндрических образцах диаметром рабочей части 10 мм, вырезанных из середины толщины стенки металл штрипса не претерпел таких больших деформаций при изготовлении трубы, как металл в поверхностных слоях стенки и сохранил физический предел текучести, который обычно наблюдается у металла штрипса. Этими же причинами также объясняется отличие прочностных характеристик, полученных на образцах диаметром рабочей части 6 и 10 мм.

Испытания цилиндрических образцов диаметром 6 мм показали склонность материала к расслоению, особенно при низких температурах, под действием объемного напряженного состояния при формировании шейки образца. В то же время при разрушении трубы протяженных магистральных расщеплений не было, вероятно вследствие того, что в трубе при продвижении магистральной трещины напряжения в направлении по толщине стенки перед вершиной трещины не достигают критических значений.

Выводы по испытаниям на растяжение

По результатам испытаний на растяжение можно сделать вывод, что материал трубы удовлетворяет требованиям нормативной документации на трубу, за исключением превышения отношения предела текучести к пределу прочности при испытании цилиндрических образцов диаметром 10мм. При понижении температуры от +20 до -60°С предел прочности увеличился на 80 МПа, предел текучести - не более, чем на 60 МПа. Отношение предела текучести к пределу прочности, относительное удлинение и сужение не проявили чувствительности к температуре в данном диапазоне. Следует отметить пониженную прочность металла трубы в направлении толщины, которая проявляется в условиях объемного напряженного состояния и при понижении температуры. Можно рекомендовать при отборе труб для полигонных пневматических испытаний проведение испытаний поперечных цилиндрических образцов, вырезанных в середине толщины стенки трубы и ближе к поверхности, а также определение характеристик деформационного упрочнения по диаграммам растяжения по согласованным методикам.

5.3 Результаты ИПГ испытаний по стандартной и специальной методикам

Исследование сопротивления металла распространению вязкой трещины проводились в лаборатории ФГУП ЦНИИ КМ «Прометей» инженером Ларионовым А.В.

По результатам заводских испытаний металл штрипса и трубы имел удовлетворительные результаты испытаний ИПГ - доля вязкой составляющей в изломе составляло 85-95% при температуре -20°С. После пневматических испытаний труб на полигоне были проведены повторные испытания ИПГ образцов с надрезом на инструментированном копре с определением энергии разрушения.

Испытания ИПГ проводились на полнотолщинных образцах толщиной 27мм. Для того чтобы исключить влияние пластической деформации при правке образцов на результаты испытаний, была выбрана схема правки «крылом чайки». Центральная часть образца размером «4·t» (где t - натурная толщина образцов в мм) правке не подвергалась. Схема правки приведена на рисунке 5.3.

Рис. 5.3 Схема правки полнотолщинных образцов толщиной 27мм с неправленой центральной частью

Испытания проводились в температурном диапазоне от 0 до -60°С на вертикальном копре «Zwick/Roell DWT 60» с максимальной энергией удара 60КДж, оснащенного лазерной системой, регистрирующей энергию разрушения образцов.

При испытаниях ИПГ современных трубных сталей образцы претерпевают значительную пластическую деформацию прежде, чем трещина стартует из концентратора в виде V-образного надреза. Для того чтобы исключить влияние этой пластической деформации, бала предпринята попытка использования наряду со стандартными образцами с концентратором в виде V-образного надреза (механически обработанный надрез по ГОСТ 30456), образцы с концентратором в виде хрупкой наплавки с надрезом. Такие образцы можно считать альтернативой образцам с нанесенной усталостной трещиной, позволяющими минимизировать ту часть энергии разрушения, которая затрачивается на зарождение трещины. Схема нанесения наплавки представлена на рис.5.4.

Рис.5.4 Схема образцов с хрупкой наплавкой.

Изломы испытанных образцов характеризуются расщеплениями (расслоями), типичными для сталей ТМО, между которыми отдельные поверхности разрушения ориентированы под углами в диапазоне 10…45 по отношению к боковой поверхности образца. Фотографии изломов образцов с V-образным надрезом (а) и с хрупкой наплавкой (б) представлены на рисунке 5.5.

Рис.5.5 Изломы образцов с V-образным надрезом (а) и с хрупкой наплавкой (б).

Результаты испытаний представлены в таблице 5.3. На рисунке 5.6 представлены температурные зависимости процентного содержания волокнистой составляющей (а) и энергии разрушения для образцов (б) с V-образным надрезом и с хрупкой наплавкой.

Таблица 5.3. Результаты испытаний ИПГ.

Тисп, °С	Образцы с V-образным надрезом	Образцы с хрупкой наплавкой
	В, %	АРАЗР, КДж	В, %	АРАЗР, КДж
0	100	16,93	95	10,41
-20	95	16,12	93	10,71
-40	74	8,41	62	5,03
-40	77	11,49	70	5,57
-60	52	9.51	39	2,53

Рис. 5.6. Температурные зависимости волокнистой составляющей (а) и энергии разрушения (б) образцов с V-образным надрезом и с хрупкой наплавкой

Анализ полученных результатов показал, что температура, при которой в изломах образцов из исследуемой стали категории прочности К65 с V-образным надрезом содержится 85% волокнистой составляющей, соответствует -30°С. Такие результаты является удовлетворительными в соответствии с техническими требованиями на трубу, предписывающими содержание не менее 85% волокнистой составляющей при температуре испытаний -20°С.

Выводы по ИПГ-испытаниям:

Нормативные требования по доле волокнистой составляющей в изломе для трубы после разрушения при полигонных пневматических испытаний выполнены. По этому показателю данная труба не уступает трубам аналогичной категории прочности.

Испытания на инструментированном копре с определением энергии разрушения позволяют получить количественную объективную характеристику сопротивления металла возникновению и развитию трещины при ИПГ-испытаниях.

6. Определение параметров трещиностойкости основного металла

Испытания металла штрипса и труб класса прочности К60 и К70 производства ОАО «Северсталь» по определению параметров статической трещиностойкости (критические значения CTOD, J-интеграла) были выполнены на призматических образцах на трехточечный изгиб типа IV по ГОСТ 25.506 в диапазоне температур -80…0?С. Толщина образцов была максимально приближена к толщине штрипса или труб.

Основными особенностями получаемых результатов являются следующие:

1. «Классические» хрупкие разрушения, характеризующиеся распространением нестабильного разрушения в плоскости трещины с кристаллическим типом излома, для всех испытанных материалов отсутствовали, по крайней мере, до температуры -60°С. Это свидетельствует о достаточно высокой хладостойкости всех сталей.

2. Во многих случаях испытаний на диаграммах нагружения образца регистрируются срывы, сопровождающиеся частичным снижением нагрузки. Данные срывы в соответствии с действующими международными стандартами (ASTM 1820, BS 7448) должны интерпретироваться как критические события и они определяют критические значения CTOD. Анализ изломов испытанных образцов показал, что во всех случаях эти срывы на диаграммах связаны с образованием расщеплений (расслоев). Причем данные расслои можно разделить на две группы, рис.6.1 : 1) расслои, возникшие в плоскости, нормальной к плоскости исходной усталостной трещины; 2) расслои, поверхность которых образует острый угол по отношению к плоскости усталостной трещины. В первом случае на обеих половинках излома имеются одинаковые расщепления, во втором случае на одной половине имеется выкол, на второй - входящий в этот выкол выступ.

3. Возникновение расщеплений имеет случайный характер, что приводит к большому разбросу данных по CTOD, а температурная зависимость определяемой величины оказывается слабо выраженной.

Рис. 6.1 Характерные виды изломов образцов а) расслоение в плоскости, нормальной к плоскости исходной усталостной трещины б) расщепление под углом к нормали к плоскости исходной усталостной трещины

Результаты испытаний являются высоко чувствительными к конкретным особенностям проката и режима ТМО каждой из труб - различие результатов испытаний двух труб одного класса прочности и близких толщин оказывается выше, чем интегральное различие сталей разных классов прочности и сталей разных толщин.

Для сталей класса прочности К60, Х70 неожиданно наиболее высокие результаты со средними значениями CTOD не менее 1.0 мм показал металл трубы № 66585.2 класса прочности К60 толщиной 40 мм, наиболее низкие - CTOD не более 0.05 - 0.15 мм - металл трубы № 22428.6 класса прочности К60 толщиной 26.8 м.

Большой разброс данных от листа к листу не позволяет сделать вывод о том, влияет или не влияет на величину CTOD, определяемому по моменту расслоения, передел «штрипс - труба».

К настоящему времени достаточно достоверно показано, что возникновение расщеплений в разработанных сталях не связано с наличием неметаллических включений. Причиной расщеплений следует считать пониженное сопротивление отрыву метала в Z-направлении, характерное для сталей ТМО. Согласно результатам известных численных решений, напряжения ?_x в направлении, перпендикулярном плоскости трещины в ее вершине, достигают 3,5 предела текучести, в то же время, в Z-направлении , то есть в направлении толщины листа, (?_z) - напряжения достигают 2,4 предела текучести.

В гомогенном материале это обуславливает распространение трещины в ее плоскости (т.е. перпендикулярно максимальным напряжениям ?_x), а в структурно-неоднородном материале возможно разрушение типа расщепления при температуре ниже критической, так как напряжения в Z-направлении оказываются предельными. В этом случае появляется температурный интервал вязких разрушений с расщеплениями. Их появление снижает степень объемности напряженного состояния в вершине трещины и, вследствие этого, температура хрупкого разрушения снижается (рис.6.2).

Рис. 6.2 Предполагаемый механизм образования расщеплений

Обнаруженный второй тип расщепления - расщепления под острым углом к плоскости исходной усталостной трещины, представляют собой промежуточный тип разрушения под действием напряжений отрыва, лежащих в диапазоне между значениями ?_Y и ?_Z.

Для оценки влияния структурной неоднородности на характеристики трещиностойкости материала была выполнена программа испытаний образцов, вырезанных в различных направлениях как по плоскости, так и по направлению распространения разрушения, рис.6.3. Одинаковые по размерам образцы для всех ориентаций могли быть изготовлены лишь с толщиной, равной натурной. Дополнительно для стандартной ориентации образцов (XY) испытывались полнотолщиные образцы. Результаты этих испытаний представлены на рис.6.4. Минимальные значения CTOD (до 0.02 мм) зарегистрированы для разрушений в Z- плоскости, при этом разрушения всегда имеют характер хрупкого, даже в случаях, когда получаемые значения CTOD сопоставимы с получаемыми для других ориентаций образца. Это подтверждает возможность использования принципиальной схемы рис. 6.2 образования расщеплений для количественного анализа.

Рис. 6.3 Схема вырезки образцов различной ориентации для испытаний на трещиностойкость

Рис. 6.4 Результаты определения CTOD для образцов различной ориентации.

Для анализа условий возникновения расщеплений и уровня компоненты напряжений ?_z в испытываемых образцах и при распространении трещины в трубопроводе были выполнены численные расчеты МКЭ с применением объемных тетрагональных элементов. Для ряда задач частичным раскреплением узлов сетки в плоскости симметрии образца моделировалось расщепление; при этом параметры нагрузки и размеры расщепления брались по результатам испытаний конкретного образца. Получено хорошее совпадение расчетной величины скачка нагрузки при расщеплении с наблюдаемым экспериментально, что позволяет далее оценивать площадь расщепления по этой величине. Показано, что ориентация образовавшегося расщепления может быть проконтролирована в ходе выполнения испытаний без разгрузки и разрушения образца.

При расщеплениях типа 1 снижение нагрузки связано с частичной потерей несущей способности образца при образовании новой поверхности и не сопровождается изменением его податливости. При расщеплениях типа 2 происходит изменение податливости образца.

На рис.6.5 представлены результаты определения МКЭ компоненты напряжений ?_z в образцах типа SENB, использованных для испытаний на трещиностойкость (что соответствует действующей нормативной документации) и в вершине трещины, распространяющейся вдоль трубы под действием внутреннего давления.

Рис.6.5 Результаты расчетов МКЭ зависимости напряжений в Z направлении от раскрытия трещины

Сопоставление сделано по величине раскрытия вершины трещины, рассматриваемой в данном случае как обобщенный параметр нагрузки. Представлены данные для двух точек: на расстоянии 0.5 мм и 3 мм впереди вершины трещины на ее продолжении. Получено, что по отношению к стандартному образцу SENB зона высокого уровня Z - компоненты напряжений в трубе значительно более локализована, а напряженное состояние в зоне пластических деформаций в вершине трещины существенно отклоняется от условий плоской деформации приближаясь к плоскому напряженному состоянию. Сходный характер распределения Z - компоненты напряжений получается, если перейти от изгиба к растяжению образца с трещиной. По известным литературным данным, именно к этой схеме испытаний начинают переходить за рубежом при аттестации труб (предлагается использование образцов типа SENT с краевым надрезом, растяжение).

Вторым альтернативным вариантом является применение изгибных образцов со значительно увеличенным отношением ширины нетто-сечения образца к толщине. Расчеты МКЭ показывают, что подобие напряженно-деформированного состояния в образце и в трубе возникает уже при переходе от отношения 1:1 (стандартное) к 1:2.

В условиях, когда регистрируемые расщепления могут рассматриваться как допустимые, необходимо использовать стандартные испытания на трещиностойкость для определения так называемых ?-R или J-R кривых, характеризующих сопротивление материала распространению вязкого разрушения.

На рис.6.6 представлены результаты обработки экспериментальных данных, при которых подрост трещины определяется методом частичной разгрузки по изменению податливости образца. Отсутствие вклада расщеплений в Z-направлении в изменении податливости образца, подтвержденное численными расчетами, отражается на том, что данные образуют единую зависимость раскрытия трещины от ее подроста вне зависимости от того, имели или не имели место эти расщепления. Однако видна и другая ситуация: в тех случаях, когда расщепления возникают под углом к плоскости трещины, значительно отличным от 90, угол наклона R-кривой резко падает. Эти события связаны с возникновением участков охрупчивания в районе расщеплений при низких температурах. Таким образом, построение R-кривой позволяет выйти на количественный критерий допустимости расщеплений: они должны рассматриваться как браковочный признак, если приводят к изменению податливости образца.

Рис.6.6 ?-R кривая для металла трубы класса прочности К70 с толщиной стенки 23.7 мм

статический подрост определен по методу теплового окрашивания - ¦;

статический подрост определен по методу частичных разгрузок: ? - до «критического» события, _ - после расслоя в плоскости нормальной к плоскости усталостной трещины, ? - после расщепления под углом к нормали

7. Разработка методики и проведение испытаний для определения угла раскрытия вершины трещины CTOA металла труб после полигонных пневмоиспытаний

Величина угла раскрытия вершины трещины (СTOA- Crack Tip Opening Angle) как характеристика сопротивления материалов распространению вязкой трещины широко используется для тонколистовых материалов, применяемых в авиастроении, а с 90-х годов прошлого века ведутся работы по применению этой характеристики для материалов трубопроводов.

Cтандартом ASTM E2472-06 предусматривается определение СTOA при испытаниях плоских образцов М(Т) с центральным надрезом или компактных образцов С(Т) на растяжение. По сравнению со стандартными образцами для определения характеристик трещиностойкости К_Ic, CTOD, J-интеграла (по ГОСТ25-506, ASTM E1822, BS 7448), образцы для определения CTOA имеют более развитую рабочую часть. Длина начальной трещины и нетто-сечение образца для определения СTOA по ASTM E2472-06 должны быть не менее 4t (t- толщина образца), в то время как для обычных образцов эти размеры равны t. Для предотвращения коробления образца рекомендуются фиксирующие приспособления. Измерение CTOA проводят с использованием фото- и видеокамер.

При выборе методики испытаний для определения CTOA в данной работе исходили из следующего. По опыту проведения испытаний на трещиностойкость в образцах типа М(Т) трудно добиться равномерного по ширине образца приложения нагрузки при растяжении и симметричного роста трещины по обе стороны надреза, что может привести к некорректным результатам. Компактные образцы требуют специальной оснастки. В связи с этим было принято решение проводить испытание для определения СTOA на образцах на трехточечный изгиб с краевым надрезом SENB.

В данной работе проведены испытания на трехточечный изгиб поперечных полнотолщинных призматических образцов с надрезом из трубы, не выдержавшей полигонные пневмоиспытания на полигоне РосНИТИ. Толщина образца t около 24 мм, высота b=110 мм (брутто- сечение tх4.5t). Глубина надреза l_н=25 мм (относительной глубина l_н/b=0.23), длина начальной усталостной трещины от вершины надреза 5 мм. Размер нетто-сечения образца tx3.3t несколько ниже требуемого в ASTM (tx4t), но, по данным расчетов методом КЭ, обеспечивает приближение к напряженному состоянию металла в трубе с продольной трещиной. В тоже время выбранные соотношения размеров позволяют обойтись без дополнительных приспособлений, предотвращающих коробление образца.

Образцы испытывали трехточечным изгибом на фиксированных опорах (расстояние между опорами равно четырем высотам образца, 440 мм, диаметр нижних опорных роликов 50 мм, диаметр верхнего ролика 60мм), рис.7.1.

Рис.7.1 Образец SENB Bx4.5B в процессе испытания на трехточечный изгиб на испытательной машине Шенк 2500кН.

В данной работе не учитывали смещение точек приложения усилия на опорах при больших прогибах образца из-за конечного диаметра опорных роликов.

Исходную заготовку правили по той же схеме «крыла чайки», что и образцы ИПГ. Центральную часть образца по 60 мм в каждую сторону от надреза не правили.

Перед началом испытаний боковую поверхность образца шлифовали, наносили сетку рисок с шагом 1 мм, и измеряли катетометром КМ-8 начальные координаты сетки.

Образцы испытывали на сервогидравлической испытательной машине Шенк с максимальным усилием 2500кН при комнатной температуре и -20°С. Нагружение проводили с управлением по перемещению поршня машины с постоянной скоростью перемещения, которая находилась в пределах, регламентированных стандартом BS 7448.

Свободно раскатывающиеся опоры (регламентированные всеми стандартами на трещиностойкость) не применялись, так как они не позволяют испытывать образцы при углах поворота образца на опоре, превышающем несколько градусов. Для определения угла раскрытия CTOA требуется проводить испытания при значительно больших углах изгиба. Применение фиксированных опор не позволяет точно оценить вклад сил трения на опорах при нагружении образца. Оценка связанной с этим погрешности результатов испытания требует проведения дополнительных исследований.

В местах контакта образца с нижними опорами к образцу приварены стальные бруски для увеличения устойчивости образца при изгибе.

В процессе испытания записывали зависимости от времени усилия (F), раскрытия берегов надреза на поверхности образца (v) и вблизи вершины надреза (u), а также перемещение по линии действия силы (прогиб образца q).

При испытаниях периодически производили частичные разгрузки и по достижению пределов рабочих диапазонов датчика - полную разгрузку, после которой опоры крепления датчиков переставляли в новое положение и испытание продолжали.

Испытание при пониженной температуре проводили с предварительным переохлаждением образца на 4°С. При превышении на 2°С заданной температуры испытание останавливали, образец разгружали, помещали в термокамеру и снова охлаждали. Таким образом, при заданной температуре -20°С образец реально имел температуру в диапазоне от -24 до -18°С. Температуру измеряли ХК- термопарой , установленной в отверстии глубиной около 8 мм в образце вблизи рабочего сечения. Один из образцов (№4) был испытан за одну установку без частичных разгрузок, чтобы оценить их влияние на измеряемый угол раскрытия.

Измерение СТОА проводили прямым методом, используя фотографирование поверхности образца под нагрузкой и после снятия нагрузки, и косвенным методом - используя предлагаемые в [26] зависимости СТОА от соотношения нагрузки, прогиба и перемещений берегов надреза.

В процессе нагружения образца можно выделить начальную стадию - притупление вершины трещины и вязкий подрост до некоторой величины (несколько миллиметров). На диаграмме «F-v» это начальный участок до максимума нагрузки. На этом участке трещина на поверхности образца подрастает незначительно, в основном продвигаясь языком в середине по толщине образца.

После достижения максимума нагрузки трещина растет по всему сечению образца, но на поверхности образца периодически меняет плоскость своего распространения (участок зигзагообразного роста трещины длиной 10-15 мм).

Начиная с некоторого момента устанавливается стабильный рост трещины по оси образца с приблизительно постоянным углом раскрытия трещины. Протяженность этого участка 20-25 мм. Этот участок использовали для определения величины CTOA. На рис.7.2 показан вид образца на стадии определения CTOA.



Рис.7.2 Образец на стадии установившегося CTOA

Испытание останавливали, когда трещина приближалась близко к тыльной поверхности образца, где начиналось влияние смятия образца под центральным роликом. После каждой частичной и полной разгрузки нагружение останавливали, образец фотографировали с максимально возможным разрешением. По фотографии определяли длину трещины и угол в вершине трещины СТОА.

Образец №2 после испытания не был доломан, из него вырезан шлиф для измерения CTOA в середине толщины образца.

Рис.7.3 Изломы образцов SENB Bx4.5B. а) образец №1, +20°С, б) образец №3, -20°С

По литературным данным существует несколько методов определения CTOA. Наиболее распространен метод измерения CTOA на поверхности образца по фотографии.

В данной работе применяли следующие методы определения CTOA по фотографиям:

- Метод 1: Измерение СТОА по точкам на краях трещины. Вершина трещины исключалась из рассмотрения. Точки удалены на 0,8; 0,13; 0,18; 0,23 от вершины трещины и определялись по дугам окружности с центром в вершине трещины.

- Метод 2: Измерение СТОА по точкам на краях трещины, в точках пресечения краёв трещины с тремя ближайшими к вершине поперечными рисками, нанесёнными с шагом 1мм.

- Метод 3: Измерение СТОА по параллельным рискам ближайшим к краям трещины (аппроксимация прямой линией участка длиной 2мм от вершины).

На рис.7.4 представлены результаты измерения CTOA тремя методами для образца №3, испытанного при температуре -20°С. На участке роста трещины длиной 20 мм величина CTOA осциллирует относительно некоторого среднего значения. Осцилляции имеют физический смысл, поскольку проявляются подобным образом при всех трех методах определения CTOA.

Рис.7.4 Сопоставление результатов измерения CTOA на поверхности образца по фотографии тремя методами

В Таблице 7.1 приведены результаты статистической обработки величины CTOA, из которой следует, что наименьшим разбросом результатов обладает метод определения CTOA по ближайшим линиям сетки.

Таблица 7.1 Результаты измерения СТОА на поверхности образца по фотографии

Номер образца	Температура испытания, град	СТОА, град
		Метод 1	Метод 2	Метод 3
		Среднее значение	Среднеквадратическое отклонение	Среднее значение	Среднеквадратическое отклонение	Среднее значение	Среднеквадратическое отклонение
1	+20	23	4,1	22,2	3,9	22,4	2,8
2	+20	23,6	4,1	23,4	3,5	23,1	1,9
3	-20	17,9	3,2	17,4	4,2	18,5	1,6
4	-20	17,4	4,3	17	3,8	25,4	5,2

На рис.7.5 приведены результаты измерения СTOA методом измерений по ближайшим линиям сетки для образцов испытанных при температуре +20 и -20°С.

Рис.7.5 Влияние температуры испытания на величину CTOA, измеренного по фотографии на боковой поверхности образца, по ближайшим к трещине линиям сетки

Эти результаты показывают, что при понижении температуры от +20 до -20°С среднее значение CTOA уменьшается с 22.5 до 18.5 градусов. Значения СTOA в настоящий момент не нормируется, но факт чувствительности величины CTOA к температуре испытаний позволяет надеяться, что эта характеристика может быть полезной для сортировки материалов на стадии вязкого роста трещины.

Определение величины CTOA по фотографии имеет следующие недостатки. При испытании образца в термокамере исключается возможность фотосъемки, а при испытании на воздухе с переохлаждением образца нет возможности проводить испытание без остановки для повторного охлаждения образца, что влияет на точность определения CTOA. Кроме того, обработка фотоизображения достаточно трудоемка.

После испытаний при Т=-20°С образец №3 не стали разрушать до конца, а вырезали из него часть с трещиной. Эта часть с трещиной профрезеровали по толщине до середины образца, что позволило провести измерение СТОА непосредственно в середине образца.

Рис. 7.6 Образец №2, угол раскрытия на поверхности образца (на заднем плане фотографии) и в середине по толщине образца (на переднем плане)



Рис. 7.7 Различие в углах раскрытия трещины в зависимости от расположения трещины.

Разница между значениями СТОА на поверхности и в середине образца отличаются в среднем в 2 раза. Значения СТОА в середине образца близки к тем, что указываются в отчётах зарубежных исследователей.

Альтернативным методом является проведение инструментированного испытания с записью зависимостей усилий, прогибов, датчиков раскрытия берегов надреза от времени в процессе испытания. Наиболее простым является метод использования зависимости «Усилие-прогиб» для определения CTOA .

Расчетный критический угол раскрытия трещины CTOA_c, характеризующий способность металла сопротивляться вязким разрушениям, определяли в соответствии с имеющимся в литературе [23] выражением:

(4)

где - коэффициент поворота; - тангенс угла наклона зависимости ;

P, P_max- текущая и максимальная нагрузка, соответственно,

Н; Q - текущее перемещение по линии действия силы, мм;

Q_max - перемещение по линии действия силы, соответствующее максимуму нагрузки, мм; S - расстояние между опорами, мм.

На рис. 7.8 представлены исходные зависимости «Нагрузка- прогиб» для испытанных образцов. Все образцы имеют приблизительно одинаковую начальную податливость из-за близкой геометрии, включая приблизительно одинаковую начальную усталостную трещину длиной около 5 мм от надреза. При понижении температуры испытания от +20 до -20 ?С на стадии устойчивого роста трещины, которая на диаграмме представлена участком после перехода нагрузки через максимум (участок стабильного CTOA) - наблюдается увеличение интенсивности падения нагрузки. На увеличение прогиба на единицу длины при температуре -20?С затрачивается меньше работы внешних сил, чем при температуре +20?С. Энергоемкость вязкого разрушения при понижении температуры уменьшается.

Рис. 7.8 Зависимость нагрузки от перемещения по линии действия силы чёрный - образец №1 Ти= +20 ?С, красный - образец №2 Ти= -20 ?С, зелёный - образец №3 Ти=-20?С, синий - образец № 4 Ти=-20?С.

На рис. 7.9 представлены зависимости для всех четырёх образцов соответственно. Данные зависимости построены только для части исходной диаграммы , соответствующей стабильному участку роста трещины. Начало данного участка определялось по фотографиям, сделанным в заданные моменты испытания.



Рис. 7.9 Зависимость для образцов: чёрный - образец №1 Ти= +20 ?С, красный - образец №2 Ти= +20 ?С, зелёный - образец №3 Ти=-20?С, синий - образец № 4 Ти=-20?С

Согласно литературным данным [23] для образцов на изгиб типа DWTT c близким к испытанным в данной работе образцам соотношениям брутто-размеров (19х75мм), значение коэффициента поворота для высокопрочных сталей Подставив в выражение (4) значения коэффициента поворота и тангенса угла наклона зависимостей (рис. 7.9), получаем: для образца №2 (+20^?С) - CTOA= 18,0^? , для образца №3 (-20^?С) - CTOA= 11,5^?. Однако, в других источниках приводятся другие значения коэффициента поворота - 0.45 для стандартного образца на изгиб (Bx2B) [24], коэффициент пластического поворота 0.61 для SENB Bx4B образца [25].