Для того чтобы непосредственно определить коэффициент поворота, на образец были установлены два датчика раскрытия DSR 10/50 на расстоянии h₀=25 мм друг от друга. Один - основной датчик раскрытия устанавливали как обычно при испытаниях на СTOD на берегах надреза на ножи высотой 2 мм. Второй датчик устанавливали на боковой поверхности в 2-х мм от вершины надреза.

Расчет производился исходя из разницы показаний двух датчиков и постоянного расстояния между ними, по упрощенной схеме - без учета поворота точек измерения перемещений.

На рис. 7.10 представлены полученные зависимоcти расстояния Y от тыльной поверхности образца до точки поворота и нетто- высоты образца (W-a) от раскрытия берегов надреза для образца №3 (-20 ?С). Длина трещины принималась по упругой податливости образца при частичных разгрузках.

Рис. 7.10 Зависимость расстояния от тыльной поверхности образца до точки поворота Y (1) и нетто высоты образца (W-a), вычисленная по упругой податливости (2) от раскрытия берегов надреза v. (Красной пунктирной линия показана аппроксимация зависимости Y(v).

Коэффициент поворота можно определить в соответствии с выражением

, (5)

где - коэффициент поворота; W- высота образца, мм; а - текущая длина трещины, мм, Y - расстояние от тыльной поверхности образца до точки поворота, мм.

Как видно из рис. 7.10, отношение (W-a)/Y, а, следовательно, и коэффициент поворота не постоянны. Коэффициент поворота уменьшается от 0,40 при длине трещины а=40,5 мм, до 0,28 при a=73,8 мм. При этом получаемые коэффициенты поворота значительно ниже приведенных в литературе.

Причиной несоответствия расчетных значений коэффициента поворота r* литературным данным являются погрешности измерения координаты центра поворота (неучет поворота базы измерения) и неопределенность, связанная с вычислением средней длины трещины при неоднородном росте трещины по толщине образца. Учет поворота базы измерения требует большого объема вычислений, предварительного сглаживания показаний датчиков раскрытия трещины, для чего необходима разработка соответствующей компьютерной программы. Длина трещины, измеренная по податливости, лишь на 3-4 мм выше, чем измеренная на поверхности образца по фотографиям (рис. 7.11) и применение любой из этих двух оценок не может быть причиной большой ошибки при вычислении r*. Переход к какой-либо другой оценке размера «живого» сечения (W-a) требует обоснования. Из рис. 7.11 следует также, что периодические проскоки (проскальзывания) образца на опорных роликах не влияют существенным образом на оценки податливости образца.

Рис. 7.11 Результаты измерение длины трещины на образце №3 двумя методами (по упругой податливости и по фотографии)

Вместо процедуры вычисления координаты центра поворота по двум датчикам раскрытия трещины была выполнена оценка его положения по макроуглу поворота берегов надреза по фотографиям. Эти оценки дают более близкие к литературным данным значениям - коэффициент поворота уменьшается от 0.60 до 0.42 при увеличении длины трещины от 50 мм до 70 мм (рис. 7.12). Результаты измерений коэффициента поворота по фотографиям имеют большой разброс и требуют усовершенствования методики его определения. Уменьшение температуры от +20 до -20°С не привело к изменению коэффициента поворота.

Рис. 7.12 Значения коэффициента поворота: 1 - в зависимости от длины трещины на поверхности определенной по фотографиям, 2 - r =0.45 для стандартного образца (Bх2B) на трехточечный изгиб [24], 3 - r=0.57 для образца типа DWTT [23], 4 - пластический радиус поворота r_pl =0.61 для образца (Bх4B) на трехточечный изгиб [25], 5 - при непосредственном определении точки поворота по пересечению двух линий.

Рис. 7.13 Схема определения точки поворота

На рис. 7.14 представлены зависимости CTOA от коэффициента поворота, принимаемого при расчете по формуле (4).

Рис. 7.14 Зависимость CTOA от коэффициента поворота принимаемого при расчете: 1 - образец № 2, Ти= +20 ?С. 2 - образец № 3, Ти = - 20 ?С

Сопоставление рассчитанных по формуле (4) и непосредственно измеренных на образце значений СТОА соответствующими линиями показано на рис. 7.14 (Значение коэффициента поворота принималось в диапазоне от 0.4 до 0.6). Из рис. 7.14 следует, что диапазон расчетных значений СТОА соответствует результатам прямых измерений СТОА на поверхности образца (по фотографиям) и в середине толщины (измеренному на шлифе). Это подтверждает достоверность использованных методов определения СТОА.

Примененные в данной работе методы определения CTOA требуют развития для уменьшения погрешностей измерений, связанных с качеством фотографий, несовершенством обработки показаний датчиков раскрытия трещин, фактором трения на опорах и конечных размеров опор.

Также остается открытым вопрос учета формы трещины и расслоений на расчет СТОА на основе зависимостей «Усилие-перемещение».

8. Выводы

В данном исследовании проанализированы механические свойства металла трубы для магистральных газопроводов, показавшей неудовлетворительные результаты на пневматических испытаниях натурных труб на полигоне ОАО «РосНИТИ» в г. Копейске. Показано, что металл данной трубы полностью соответствует нормам по своим механическим характеристикам (прочность и пластичность при растяжении, работа удара, доля волокнистой составляющей в изломе образцов).

Разработана методика и проведено испытание полнотолщинных поперечных образцов из трубы для определения характеристики сопротивления материала распространению вязкой трещины СTOA при температуре +20 и -20°С.

Установлено, что данная методика испытаний позволяет получить в лабораторных условиях вязкое разрушение материала трубы со стабильным значением угла раскрытия трещины CTOA в процессе ее подрастания на длине около 20 мм.

Проведено прямое измерение CTOA на поверхности образца тремя методами по фотографиям, сделанным в процессе испытания. Выполнена оценка разброса результатов и выбран метод, дающий наименьший разброс данных.

При понижении температуры испытаний от +20 до -20°С величина СТОА уменьшается в среднем (по результатам испытаний 4-х образцов) от 23 до 18 градусов. Таким образом, величина CTOA, измеренная по данному методу, оказывается чувствительной к характеру вязкого разрушения и имеет перспективы применения для оценки сопротивления материала вязкому разрушению при лабораторных испытаниях.

Установлено, что величина угла раскрытия трещины CTOA в сечении посередине толщины образца примерно в 2 раза меньше, чем на поверхности. Это связано, вероятно, с формой фронта распространяющейся трещины.

Значения СТОА, вычисленные из зависимости «Сила-прогиб», соответствуют результатам прямых измерений СТОА на поверхности образца (по фотографиям) и в середине толщины (измеренному на шлифе). Это подтверждает достоверность использованных методов определения СТОА.

Примененные в данной работе методы определения CTOA требуют развития для уменьшения погрешностей измерений, связанных с качеством фотографий, несовершенством обработки показаний датчиков раскрытия трещин, фактором трения на опорах и конечных размеров опор.

Также остается открытым вопрос учета формы трещины и расслоений на расчет СТОА на основе зависимостей «Усилие-перемещение».

Список литературы

1. В.Г. Демченко, Г.В. Демченко. Магистральные трубопроводы. Надёжность, условия работы и разрушения. - М.: Недра, 2007. - 304 с.

2. В.В. Сагарадзе [и др.] Коррозионное растрескивание аустенитных и ферритоперлитных сталей. Изд. Уральского отд. РАН, Екатеринбург, 2004. - 226 с.

3. Иванцов О.М. Надежность строительных конструкций магистральных трубопроводов.-М., «Недра», 1985.

4. Грум-Гржимайло Н.А., Скорупский Б.П. Производство труб для сверхмощных газопроводов.-М., «Металлургия», 1972.

5. Ю,Д.Морозов. Тенденции развития сталей для газопроводных труб большого диаметра//Прогрессивные толстолистовые стали для газопроводных труб большого диаметра и металлоконструкций ответственного назначения. Сборник докладов международной научно-технической конференции «Азовсталь-2002». С.28- 33.

6. Т.К.Сергеева, Н.И.Волгина. Стали разных поколений для магистральных трубопроводов//Материаловедение. М.: Машиностроение, 1998. №11. С. 18-26.

7. Сагарадзе, Ильина В.П., Калмыков В.И. Склонность к хрупкому разрушению сталей 10ХСНД и 09Г2С // МИТОМ. - 1993. - № 5, с.14-16.

8. Анастасиади Г.П., Сильников М.В. Неоднородность и работоспособность стали. СПб.: ООО « Издательство «Полигон»». - 2002, 624с.

9. Gray, M., “Niobium Bearing Steels in Pipeline Projects, Niobium. Science and Technology”, Proceedings of the International Symposium, Orlando, USA, 2-5 Dec. 2001.

10. Сильникова Е.Ф. Сопротивление деформации при обработке текстурированных материалов // Повышение эффективности технологических процессов и обеспечение качества продукции в машиностроении. - Л.: ЛИЭИ. - 1961. - с.14 - 17.

11. Микляев П.Т., Фридман Я.Б. Анизотропия механических свойств металлов. - М.: Металлургия, 1986, 226с.

12. Кудря А.В. Роль разномасштабных структур в обеспечении пластичности и вязкости структурно-неоднородных сталей // МиТОМ. - 2005. - №5. - с.18 - 24.

13. Штремель М.А., Горохов Л.С. и др. Факторы качества стали (неметаллические включения). - МиТОМ - 1990. - №7. - с.2 - 6.

14. Demofonti, G., Mannucci, G., Hillenbrand, H.G., and Harris, D. 2003. Suitability Evaluation of X100 Steel Pipes for High Pressure Gas Transportation Pipelines by Full Scale Tests (EPRG Report). 14th Biennal Joint Technical Meeting on Pipeline Research, Berlin 2003.

15. Papka, S.D., Stevens, J.H., Macia, M.L., Fairchild, D.P., and Petersen, C.W. 2003. Full-Size Testing and Analysis of X120 Linepipe. Proceedings of 13th International Offshore and Polar Engineering Conference, Hawaii, May 25-30, 2003.

16. D.Rudland, G.Wilkowski, B.Rotwell. The Effect of Soif Properties on the Fracture Speed of Propaqation Axial Cracks in Line Pipes Steels. International Pipeline Conference. 2006. IPC - 2006 - 10086.

17. Ройтер С., Рольф С. Влияние показателя деформационного упрочнения и концентрации напряжений на характер разрыва сосудов давления. Тр. Американского общества инженеров-механиков, №4, 1974 -М., «Мир». - 54 с.

18. Wolodko J., Stephans M. Applicability of Existing Models for Predicting Ductile Fracture Arrest in High Pressure Pipelines/IPC-2006, Calgary, P-10110.

19. Анучкин М.П. и др. Трубы для магистральных трубопроводов.- М., Недра, 1986.

20. Морозов Ю.Д. и др. Обеспечение повышенного комплекса свойств проката для труб большого диаметра на основе формирования феррито-бейнитной микроструктуры стали. В н-т журнале «Металлург», №1, 2008, с.41-46.

21. ГОСТ 9454-78 «Металлы. Метод испытания на ударный изгиб при пониженной, комнатной и повышенной температурах».

22. ГОСТ 1497-84 «Металлы. Методы испытаний на растяжение»

23. S. Xu. W.R. Tyson. R. Eagleson and etc. Measurement of CTOA of pipe steels using MDCB and DWTT specimens Proc. 8th International Pipeline Conference IPC2010 September 27-October 1. 2010. Calgary. Alberta. Canada.

24. Martinelli A. Venzi S. Tearing modulus. J-integral. CTOA and crack profile shape obtained from the load-displacement curve only. Engage Fract Mech 1996; 53:263-77.

25. Pussegoda LN. Verbit S. Dinovitzer A. Tyson WR. Glover A. Collins L. et al. Review of CTOA as a measure of ductile fracture toughness. In: Proceedings of the 3rd international pipeline conference (IPC 2000). October 1-5. Calgary. Alberta. Canada: ASME; 2000. p. 247-51.

26. STM E2472 - 06 Standard Test Method for Determination of Resistance to Stable Crack Extension under Low Constraint Conditions.

Размещено на Allbest.ru