Проведение исследований металла опытных труб для прогнозирования их стойкости к вязкому разрушению

Дипломная работа

Тема:

Проведение исследований металла опытных труб для прогнозирования их стойкости к вязкому разрушению

Оглавление

1.Введение

.Аварии трубопроводов

.Протяжённые вязкие разрушения газопроводов

.Обзор требований к качеству материалов труб для газопроводов

.1 Применяемые марки трубных сталей и технологии их производства

4.1.1. Первое поколение трубных сталей

.1.2. Второе поколение трубных сталей

.1.3. Третье поколение трубных сталей

.1.4. Современные и перспективные трубные стали

4.2 Требования к качеству трубных сталей

4.2.1. Требования к работе удара образцов Шарпи

.2.2. Требования к материалам труб, основанные на ИПГ (DWTT) испытаниях

4.3 Требования к вязкости материалов труб на основе линейной и нелинейной механики разрушения

4.3.1Линейная механика разрушения

.3.2. Нелинейная механика разрушения

4.4. Проблемы определения трещиностойкости на стадии лабораторных испытаний

.5. Натурные пневмоиспытания труб на сопротивление протяженным разрушениям

. Исследование механических свойств металла трубы опытной партии после полигонных пневмоиспытаний

5.1 Испытания на ударную вязкость

.2 Испытания на растяжение

5.3 Результаты ИПГ испытаний по стандартной и специальной методикам

6. Определение параметров трещиностойкости основного металла

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

. Вывод

Список литературы

1.  
Введение

Россия обладает огромным природным топливо-энергетическим потенциалом. При численности населения менее 2.5% от общего числа жителей Земли запасы ресурсов составляют более 30% от суммарных общемировых запасов. Такие потенциальные возможности должны эффективно реализовываться, обеспечивая достойный уровень жизни населения, развития общества и государства.

Использование газа для освещения и отопления началось в первой половине XIX века, тогда же появились и первые газопроводы. В Санкт-Петербурге первый газовый завод (производивший светильный газ из импортного каменного угля) и система распределения построены в 1835 году, в Москве - в 1865 году. Затраты на сооружение и эксплуатацию газопроводов велики, поэтому первые газопроводы большой длины появились с началом эксплуатации месторождений природного газа.

Первый в СССР газопровод от Дашавских промыслов до Львова был построен в 1940-1941 гг. (первый газопровод от Дашавы - до Стрыя был построен в 1924 году). Во время Великой Отечественной войны были построены газопроводы от Бугуруслана и Похвистнево до Куйбышева (160 км, диаметр трубы 300 мм), а также от Елшанки до Саратова. Первым магистральным газопроводом в СССР стал газопровод Саратов - Москва вступивший в строй в 1946 году.

Добываемый в России природный газ поступает в магистральные газопроводы, объединенные в Единую систему газоснабжения (ЕСГ) России. ЕСГ является крупнейшей в мире системой транспортировки газа и представляет собой уникальный технологический комплекс, включающий в себя объекты добычи, переработки, транспортировки, хранения и распределения газа. ЕСГ обеспечивает непрерывный цикл поставки газа от скважины до конечного потребителя.

Трубопровод - искусственное сооружение, предназначенное для транспортировки газообразных и жидких веществ, а также твёрдого топлива и иных твёрдых веществ в виде раствора под воздействием разницы давлений в поперечных сечениях трубы. Газо- и нефтепроводы чрезвычайно важны для нашей страны, именно по ним транспортируются основные полезные ископаемые России.

Газопроводы подразделяются по своему назначению на промысловые, магистральные и газопроводы распределительных сетей.

Промысловые газопроводы - система технологических трубопроводов для транспортирования нефти, конденсата, газа, воды на нефтяных, нефтегазовых, газоконденсатных и газовых месторождениях.

Магистральные газопроводы предназначены для транспортировки газа на большие расстояния. Через определённые интервалы на магистрали установлены газокомпрессорные станции, поддерживающие давление в трубопроводе. В конечном пункте магистрального газопровода расположены газораспределительные станции, на которых давление понижается до уровня, необходимого для снабжения потребителей.

Газопроводы распределительных сетей предназначены для доставки газа от газораспределительных станций к конечному потребителю.

По давлению в магистрали газопроводы классифицируются на газопроводы низкого (до 0,005 МПа), среднего (от 0,005 до 0,3 МПа) и высокого давления (второй категории от 0,3 до 0,6 МПа и первой категории от 0,6 до 1,2 МПа).

По типу прокладки различают газопроводы наземные, надземные, подземные и подводные.

2. Аварии трубопроводов

Безаварийная работа магистральных трубопроводов - одно из основных требований, предъявляемых в газовой и нефтяной отраслях к трубопроводам в связи с их большой протяженностью и старением (значительная часть магистральных трубопроводов в нашей стране находятся в эксплуатации 20-30 лет и более). Выход из строя магистрального трубопровода из-за аварийного отказа может привести к нарушению нормальной работы отдельных экономических районов в связи с перебоями подачи газа, нанести большой материальный ущерб, а часто - и человеческие жертвы.

В настоящее время на территории Российской Федерации эксплуатируется 241,6 тысяч километров магистральных и около 350 тысяч километров промысловых трубопроводов. По протяженности подземных трубопроводов для транспортировки нефти и газа Россия занимает второе место в мире после США. При этом основные фонды трубопроводного транспорта России стареют с возрастающей скоростью - например, средний возраст газопроводов Северо-Запада составляет 30 - 35 лет, что неизбежно приближает кризисные явления. Средняя частота аварий в России за последние 10 лет составляет 0,17 аварий/год/1000 км для газопроводов и 0,25 аварий/год/1000 км для нефтепроводов [1, 2].

Основными причинами аварий на трубопроводах являются повреждения в результате внешних воздействий при производстве труб, их монтаже и эксплуатации, а также наружная коррозия, в том числе общая язвенная коррозия и коррозионное растрескивание под напряжением.

Наиболее уязвимыми на сегодня являются магистральные газопроводы Северного коридора - многониточной системы газопроводов, проложенных из районов северных месторождений (Уренгойское, Заполярное, Медвежье и др.) до границ Белоруссии с одной стороны и до границы с Финляндией - с другой. В том же коридоре проходит трасса строящегося магистрального газопровода Ямал - Европа.

В последние годы выделяется высокая доля аварий именно этого участка магистральных трубопроводов по причине стресс-коррозии (71,0%). В 2003 г. 66,7% аварий также имели стресс - коррозионные характер. Распределение числа аварий по годам здесь представлено на рис.2.1.

Рис.2.1 Распределение аварийных разрушений МГ ООО “Севергазпром” в 1981-2003 гг. для труб диаметром 1020…1420 мм

В последние годы в России основной проблемой аварии магистральных газопроводов является стресс-коррозия. Стресс-коррозия является причиной более 50% всех аварий на северо-западных магистралях начиная с 2003 года. Мониторинг состояния почти 10000 км магистральных газопроводов Северного коридора с помощью внутритрубных снарядов-дефектоскопов, выполненный в 2002 году, позволил установить, что из 22.500 дефектов почти половину составляет коррозионные дефекты и дефекты стресс-коррозионного происхождения глубиной от 15 до 30% от толщины стенки трубы. Достаточно большой процент в общем количестве дефектов занимают дефекты проката, ликвационные полосы, зоны расслоений, дефекты кольцевых швов, дефекты продольных сварных швов. Количество дефектов коррозионного растрескивания под напряжением составляет 5-6 на каждом 5-ти километровом участке трубопровода.

Таблица 2.1 Данные о разрушениях магистральных газопроводов Северного коридора в процессе эксплуатации за период с 2001 по 2003 годы.

Таким образом, доминирующим механизмом разрушения является коррозионное растрескивание под напряжением (стресс-коррозия).

Растрескивание под напряжением труб происходит при одновременном воздействии растягивающих напряжений, агрессивной среды и при наличии электрохимической антикоррозионной защиты, которая применяется для предотвращения активной почвенной коррозии и электрокоррозии труб. Начальная стадия стресс-коррозионного повреждения представляет собой зарождение продольных поверхностных полуэллиптических трещин, располагающихся в полосе трубы, имеющей обычно размеры не более 400 мм поперек трубы и до нескольких метров в длину. Размеры этой поврежденной области определяются, в основном, состоянием изоляции трубы и размерами области насыщенного водой грунта, в которой создались благоприятные условия для зарождения и развития стресс - коррозионных трещин. Типичный вид стресс-коррозионных трещин показан на рис.2.2.

Рис.2.2 Стресс-коррозионные трещины в трубе аварийного магистрального газопровода.

В процессе развития сети полуэллиптических трещин увеличивается их длина и глубина, пока они не объединяются в единую поверхностную трещину глубиной до 0.5 толщины стенки трубы и длиной, определяющейся протяженностью поврежденной области. Если размеры трещины превысят критические, определяемые характеристиками трещиностойкости материала и напряжениями в трубе, данная трещина явится очагом развития магистральной хрупкой или вязкой трещины. Развитие вязкой магистральной трещины в газопроводах приведет к протяженным разрушениям с тяжелыми последствиями из-за большой энергии сжатого газа в протяженном газопроводе (расстояние между компрессорными станциями составляют многие десятки километров). Вязкие магистральные трещины в нефтепроводах не развиваются из-за отсутствия запасенной энергии в сжатой жидкости (нефти). Типичная поверхностная стресс-коррозионная трещина большой протяженности, образовавшаяся путем слияния отдельных развившихся полуэллиптических стресс-коррозионных трещин, показана на рис.2.3.

Рис.2.3 Поверхностная стресс-коррозионная трещина, послужившая очагом протяженного вязкого разрушения газопровода.

Стресс-коррозия трубопроводов является результатом тяжелых условий эксплуатации подземных трубопроводов, подверженных воздействию почвенных вод различного химического состава, неэффективной полимерной пленочной гидроизоляции большинства эксплуатирующихся в нашей стране трубопроводов и следствием применения электрохимической защиты трубопроводов. Современная многослойная гидроизоляция, выполняемая на заводах-изготовителях труб, является несопоставимо более надежной по сравнению с изоляцией полимерной пленкой, выполнявшейся при прокладке трубопроводов в 60-90 годы прошлого века. Применение современной заводской изоляции позволит в будущем если не решить полностью, то значительно снять остроту проблемы стресс-коррозионных повреждений трубопроводов.

Необходимость электрохимической защиты можно проиллюстрировать случаем протяженного разрушения магистрального газопровода, вызванного локальной электрокоррозией блуждающими токами.

На рис.2.4 и 2.5 приведены соответственно общий вид электро-коррозионного повреждения и профиль трубы в зоне повреждения.

Рис.2.4 Электро-коррозионное повреждение со свищем, развитие которого привело к протяженному разрушению магистрального газопровода. Размер повреждения 200 мм вдоль трубы х 100 мм поперек трубы. Изоляция пленочная. Электрохимическая защита.

Рис.2.5 Профилограмма участка электро-коррозионного повреждения. Номинальный наружный диаметр трубы 1020 мм, толщина стенки 8 мм.

Пример данной аварии говорит об опасности электрокоррозионных повреждений магистральных газопроводов, особенно расположенных рядом с электрифицированными железными дорогами и линиями электропередач. Необходимо улучшение качества изоляции трубопроводов. На трубопроводах с пленочной изоляцией применение электрохимической защиты является, безусловно, необходимой мерой защиты от общей и электро-коррозии. материал труба газопровод металл

Механические повреждения трубопроводов при строительстве и эксплуатации также могут приводить к авариям. Наиболее вероятно образование сквозных дефектов ограниченных размеров, которые при достаточно высокой вязкости металла труб не приводят к протяженным разрушениям. В этом случае образуется свищ, который для газопроводов не является опасным, если может быть вовремя обнаружен и отремонтирован. Для нефтепроводов свищи являются большой проблемой, так как утечка нефтепродуктов приводит к загрязнению окружающей среды.

Таким образом, среди всех видов разрушений можно выделить протяженные вязкие разрушения газопроводов, представляющие наибольшую опасность. Остановимся на них более подробно.

3. Протяжённые вязкие разрушения газопроводов

В 50-60-х годах прошлого века существовала проблема хрупкого разрушения трубопровода (рис. 3.1). При хрупком распространении трещин, протекающем практически без пластической деформации стенки трубы перед вершиной трещины, скорость движения трещины, соизмеримая или даже большая скорости распространения по длине трубы декомпрессии, приводит к разрушению протяженных участков трубопровода (выше 10 км) [3,4].

Рис. 3.1 Хрупкое разрушение магистрального трубопровода

В результате развития технологических процессов выплавки, разливки, прокатки трубных сталей и последующего передела лист-труба задача предотвращения хрупких разрушений магистральных трубопроводов была решена. Трубы изготавливают из сталей, которые при температурах эксплуатации проявляют вязкий характер разрушения. Однако с повышением рабочих давлений в трубопроводах возникает потребность в увеличении толщин и повышении уровня прочности труб. Опасность разрушений и тяжесть их последствий увеличиваются, а с учетом протяженности и объемов транспортируемого углеводородного топлива возможные экономические потери аварий возросли. Из практики эксплуатации газопроводов с конца 60-х годов прошлого века известно много случаев протяженных вязких разрушений, которые в отличие от хрупкого разрушения протекают с пластическим утонением стенки трубы. Анализ процесса вязкого распространения разрушения показывает, что утонение стенки трубы обусловлено пластической деформацией металла стенки трубы растяжением перед вершиной вязкой трещины. При этом пластическая деформация растяжением стенки трубы приводит к удлинению стенки трубы вдоль кромки разрыва, в результате участки стенки трубы вблизи кромки разрыва при вязком распространении разрушения приобретают волнистый характер, подобный тому, что наблюдается при листовой прокатке в случае повышенной вытяжки боковых кромок листа (рис.3.2). Амплитуда, периодичность и ширина зоны наблюдаемой волнистости зависят от толщины стенки трубы, степени и ширины зоны пластической деформации стенки вблизи кромки разрыва.

Рис.3.2 Вязкое разрушение магистрального трубопровода

С увеличением мощности современных магистральных газопроводов, за счет увеличения диаметра труб и рабочего давления, протяженность наблюдающихся вязких разрушений существенно возросла. Длина вязкого разрушения на современных мощных газопроводах составляет порядка 300-400 метров. Однако известны случаи, когда протяженность вязкого разрушения достигала 900 метров. При этом скорость распространения вязкой трещины колеблется в диапазоне 200-300 м/с. Изучение процесса распространения вязкого разрушения газопроводов является актуальной проблемой общегосударственного значения, решение которой позволит существенно снизить экономические затраты на ремонт и эксплуатацию газопроводов и повысить стабильность поставки газа потребителю.

Особую сложность и наибольшую практическую ценность представляют данные о природе и механизме торможения протяженных вязких разрывов. Физическая сущность протяженных вязких разрывов сводится к следующему. При разрыве трубопровода сжатый газ устремляется в образовавшуюся несплошность (трещину), стремится развернуть трубу в лист и, действуя на ее борта, разгоняет разрушение до высоких скоростей. Одновременно вследствие декомпрессии газа из трубопровода по мере распространения разрушения происходит снижение давления, действующего на борта труб в вершине перемещающейся трещины. Действие этих двух факторов и свойства металла труб определяют характер и масштабы разрушения. Особенностью вязкого разрушения газопроводов является образование широкой зоны пластически деформированного материала вдоль кромки разрыва. Следовательно, распространению скоростного протяженного вязкого разрушения в трубе сопротивляется большой объем металла, работающего в упругопластической области.

Предметом исследования данной работы являются протяженные вязкие разрушения труб, которые представляют наибольшую опасность жизни и здоровью людей и приносят наибольший ущерб при эксплуатации газопроводов. Проанализируем существующие технологии производства и требования к качеству материалов газопроводов.

4. Обзор требований к качеству материала труб для газопроводов

.1 Применяемые марки трубных сталей и технологии их производства

.1.1 Первое поколение трубных сталей

До начала 1960-х годов высокопрочный лист категории прочности Х52(К52) в основном получали путем нормализации относительно высокоуглеродистых сталей, и высокопрочными считались стали на уровне категории прочности Х52. Позже в большинстве стран Запада и Дальнего Востока от такого способа термообработки отказались, в СССР его продолжали использовать до середины 1990-х годов [5].

Низколегированные стали, относящиеся к первому поколению сталей для газопроводных труб большого диаметра, содержали в качестве основных легирующих элементов марганец и кремний, образующие с железом твердые растворы замещения. На низколегированных сталях этого типа был получен уровень прочности 500-520 МПа в сочетании с удовлетворительной пластичностью. Температура их эксплуатации составляет (0…-5)°С. Этим требованиям отвечает сталь 17ГС, предназначавшаяся для менее ответственных труб диаметром 530…820 мм и используемая в горячекатаном состоянии.

Сталь откорректированного состава (с увеличенным содержанием марганца до 1,15…1,55 %) получила наименование 17Г1С. Исследования показали, что нормализованная сталь 17Г1С характеризуется более высоким сопротивлением образованию трещин и надрывов при жесткой пластической деформации, обладает низким температурным порогом хладноломкости, а также достаточно однородными механическими свойствами при статическом растяжении вдоль и поперек оси прокатки листа. После холодной деформации и старения ударная вязкость стали 17Г1С снижается, однако она остается все же на достаточно высоком уровне. Результаты широкого промышленного применения этой стали показали, что изготовление ее не вызывает технологических затруднений, а свойства листовой стали и готовых труб из нее достаточно стабильные. В связи с этим сталь 17Г1С долгие годы являлась основной для изготовления труб диаметром 1020 и 1220 мм.

В связи с необходимостью дальнейшего повышения вязких свойств стали 17Г1С были введены ограничения на содержание в ней серы и фосфора: не более 0,020 и 0,025 % соответственно. Такая сталь получила название 17Г1С-У. Изменение содержания примесей позволило заметно повысить ударную вязкость. Газопроводные трубы стали изготовлять из стали 17Г1С и затем 17Г1С-У, что позволило значительно повысить их работоспособность и сократить число аварий на газо- и нефтепроводах, связанных с качеством основного металла.

Разновидностью стали 17ГС является сталь 12Г2С, разработанная для изготовления горячекатаных газопроводных труб диаметром 530, 720 и 1020 мм (взамен стали 14ГС). Сталь 14ГС не всегда обеспечивала стабильность механических и технологических характеристик. В стали 12Г2С повышено содержание марганца и кремния по сравнению со сталью 14ГС.

Рассмотренные стали с твердорастворным упрочнением можно отнести к первому поколению отечественных сталей для газо- и нефтепроводных труб большого диаметра. В зарубежных стандартах им соответствуют стали класса Х52 по API 5LX, содержащие углерода 0,20 %, марганца до 1,35 % с добавками ванадия 0,04…0,08 % или ниобия до 0,04 %. Сталь изготовлялась в основном нормализацией. Процесс нормализации обеспечивал гомогенность феррито-перлитной микроструктуры, а так как эти стали обычно имели минимальное содержание алюминия (около 0,020 %), то достигалось некоторое измельчение зерна в готовом прокате по сравнению с горячекатаным. Эти стали упрочнялись в основном вследствие упрочнения перлитом.

4.1.2 Второе поколение трубных сталей

Накопленный опыт производства и применения сталей для газопроводных труб показал, что дальнейшее повышение их прочностных свойств с одновременным улучшением сопротивления разрушению только за счет увеличения содержания углерода и элементов, образующих твердые растворы замещения, не представляется возможным из-за резкого ухудшения вязкости, хладостойкости и свариваемости. Более высокие значения характеристик прочности и вязкости без снижения свариваемости оказалось возможным получить за счет карбидного или карбонитридного упрочнения, введением микролегирующих добавок ванадия, ниобия и азота. В результате реализации этих приемов в 1960-1970-е годы были разработаны низколегированные стали второго поколения для труб большого диаметра с временным сопротивлением, равным 540…600 МПа.

Концепции применения горячекатаного листа из микролегированной стали появились в конце 60-х годов, когда низкоуглеродистые высокопрочные низколегированные стали были впервые применены в системе трубопроводов на Великих Озерах (США) [6].

На базе стали 17Г1С для спиралешовных труб была разработана сталь 17Г2СФ, содержащая 0,05 % ванадия и 0,01…0,03 % титана. Сталь 17Г2СФ характеризуется мелкозернистым строением - балл зерна 8…9. Она обладает хорошей технологичностью в трубном переделе (формовка, сварка по обычной технологии) [6]. Для более ответственного назначения разработана сталь 08Г2СФБ с временным сопротивлением 540 МПа. Для прямошовных труб разработана сталь 14Г2СФБ, содержащая до 0,04% ниобия. Уровень временного сопротивления у этой стали после нормализации составлял 550 МПа в сочетании с высокой пластичностью, вязкостью и хладостойкостью.

Особенно эффективным явилось повышение прочности за счет карбонитридного упрочнения. Трубные стали с карбонитридами ванадия (типа 17Г2АФ, 17Г2САФ, 14ГАФ-У, 15Г2АФЮ и др.) имеют различное содержание углерода, кремния, алюминия. В качестве обязательных микролегирующих элементов они содержат ванадий (0,05…0,12 %) и азот (0,015…0,025 %). Стали с карбонитридным упрочнением характеризуются повышенной мелкозернистостью и более развитой субзеренной структурой феррита, чем стали без карбонитридообразующих элементов. Важным качеством сталей с карбонитридным упрочнением является сохранение пластичности, вязкости и свариваемости на уровне сталей с твердорастворным упрочнением [7]. Эти стали толщиной до 18-19 мм изготовлялись по технологии контролируемой прокатки с охлаждением на воздухе, причем полосчатая феррито-перлитная структура была типична для сталей после контролируемой прокатки, она вызывает анизотропию механических свойств вдоль и поперек направления прокатки, способствует развитию коррозионно-механических повреждений.

4.1.3 Третье поколение трубных сталей

В дальнейшем технические требования, предъявляемые к трубам, были существенно ужесточены и расширены: основными показателями были определены критерии, оценивающие сопротивление хрупкому и вязкому разрушениям - ударная вязкость на образцах с острым надрезом при -15°С должна составлять не менее 80 Дж/см2, доля волокнистой составляющей в изломе образцов DWTT - не менее 80 %. Для решения новых задач потребовались и новые подходы к решению проблемы:

минимизация количества неметаллических включений (оксидов и сульфидов) в стали путем проведения десульфурации передельного чугуна и ковшевой обработки металла, снизив содержание серы до 0,004-0,006 %;

использование измельчения зерна как основного механизма упрочнения в сочетании с дисперсионным и дислокационным упрочнением вместо упрочнения путем увеличения содержания углерода.

На практике получение мелкого зерна достигалось контролируемой прокаткой сталей, микролегированной карбонитридообразующими элементами - ванадием и титаном и наиболее сильно воздействующим на процессы торможения рекристаллизации ниобием. Многостадийный процесс контролируемой прокатки включает стадии нагрева, обжатия в широком диапазоне температур преимущественной области с последующим ускоренным охлаждением (контролируемая прокатка с ускоренным охлаждением) и проводится с целью формирования мелкозернистой структуры с развитой субструктурой.

Эти стали относятся к третьему поколению конструкционных сталей для газопроводных труб большого диаметра.

Замена горячей прокатки с последующей нормализацией и контролируемой прокатки с охлаждением на воздухе контролируемой прокаткой с ускоренным охлаждением и понимание концепции технологии микролегирования способствовали созданию более прогрессивных марок сталей, что послужило основанием для всех последующих научных разработок. В сталях, полученных с применением контролируемой прокатки с ускоренным охлаждением, прежде всего, улучшены все показатели, характеризующие вязкость и пластичность, а именно: способность к пластической деформации в холодном состоянии при статическом и динамическом нагружении; ударная вязкость в области вязкого и смешанного разрушения; переходная температура хрупкого разрушения; свариваемость. Эти стали отвечали требованиям к сталям для газопроводных труб категории прочности Х65…Х70.

Сопротивление распространению вязких трещин в газопроводах является наиболее важным свойством, определяющим возможности применения особо прочных трубных сталей при высоких эксплуатационных давлениях. На протяжении последних десятилетий достигнуто понимание, что существующие методы оценки требуемой вязкости трубных сталей текущего производства достаточно надежны, однако их применимость для высокопрочных материалов нового поколения требует дополнительного анализа. К настоящему времени предпринято немало усилий для изучения особенностей поведения особо прочных сталей при высоком давлении и разработки более корректных методов оценок минимально необходимой вязкости. Тем не менее, новые методы находятся на стадиях достаточно далеких от завершения и принятия инженерным сообществом. В качестве промежуточного решения многие исследователи предлагают экспериментально найденные корректировки или уточнения для вновь разрабатываемых групп прочности трубных сталей. Такой подход не затрагивает коренным образом фундаментальные вопросы, связанные с остановкой протяженного вязкого разрушения, но дают определенные возможности для анализа и принятия предварительных инженерных решений.

4.1.4 Современные и перспективные трубные стали

Для современных штрипсовых марок стали, разработанных ЦНИИКМ «Прометей» и ОАО «Северсталь» в рамках государственного инновационного проекта «Магистраль», содержание серы и фосфора ограничено на достаточно низком уровне (таблица 4.1), содержание легирующих и микролегирующих элементов нормируется в узких пределах, дополнительно предъявляются требования по баллу неметаллических включений, размеру зерна, полосчатости структуры.

Таблица 4.1 Содержание серы и фосфора в стали категорий прочности от К60 до Х100 по проекту «Магистраль»

Присутствие в стали вредных примесей, таких как сера и фосфор, вызывает целый спектр явлений ухудшающих металлургическое качество стали, снижающих ее пластичность и вязкость, поэтому эффективное их удаление является первоочередной задачей внепечной обработки металла.

В отличие от десульфурации, удаление фосфора из металла до требуемых значений в условиях конвертерной плавки не представляет особых трудностей, поскольку фосфор активно окисляется и удаляется в шлак.

Обеспечение требуемого низкого содержания серы представляет собой сложный многофакторный процесс и достигается целым комплексом мероприятий, включая использование десульфурированного чугуна, глубокое раскисление металла, формирование высокоосновного шлака в сочетании с обработкой кальцийсодержащими материалами.

Применение десульфурированного чугуна является важным технологическим параметром для обеспечения низкой массовой доли серы в готовом металле.

Опыт ФГУП ЦНИИ КМ «Прометей», полученный при разработке и освоении производства судостроительных сталей, позволяет установить предельные значения серы в чугуне, обеспечивающие в процессе операций внепечной обработки получение требуемой массовой доли серы в готовом металле.

Другим негативным фактором, оказывающим влияние на металлургическое качество штрипсовых сталей, является содержание азота, с присутствием которого связано такое явление, как хладноломкость. Также азот ухудшает и некоторые другие свойства стали: понижает пластичность, снижает сопротивляемость коррозии под напряжением и магнитную проницаемость, увеличивает электросопротивление и способность к закалке.

В связи с этим, в готовом прокате штрипсовых марок стали к содержанию азота предъявляются достаточно жесткие требования (не более 0,007%). Для обеспечения такого низкого содержания азота в качестве дутья конвертора должен использоваться кислород с содержанием азота не более 0,10%, с расчетом получения на выпуске из конвертора не более 0,004% азота, предупреждая возможное увеличение его содержания в процессе внепечной обработки и разливки стали.

Для обеспечения высокого металлургического качества выплавляемой стали и в частности, для модифицирования неблагоприятных включений сульфида марганца MnS, присутствие которых существенно снижает пластичность стали.

Влияние химической неоднородности на механические характеристики, в частности, на снижение характеристик прочности и на расщепления в процессе разрушения обнаружено различными авторами [8].

При испытаниях на статический и динамический изгиб образцов натурной толщины из листовой стали, изготовленной с применением технологии термомеханической обработки (ТМО), на вязкой поверхности разрушения часто образуются протяженные расщепления. Подобные расщепления могут появляться на поверхности изломов цилиндрических образцов, испытанных на одноосное растяжение, и в малоразмерных образцах с острым надрезом, испытанных на ударный изгиб. Это явление, наряду с появлением участков хрупкого разрушения, вызывает опасение при использовании технологии ТМО, поскольку известно, что после контролируемой прокатки в листах марганцевой стали, как правило, формируется неравномерная полосчатая структура, способствующая коррозионному разрушению [9].

В работах [10] высказывается предположение, что появление расщеплений в изломах вызвано анизотропией механических характеристик всех составляющих структуры, сформированной в стали при контролируемой прокатке. Показано, что в ферритно-перлитной стали, прокатка которой завершается в двухфазной области, расщепления, перпендикулярные поверхности разрушения, образуются за счет формирования феррита определенной ориентации [11].

Дендритная (химическая) неоднородность, при которой наследуется переменное содержание углерода и легирующих элементов в осях и межосных областях дендритов, также может приводить к образованию полосчатой структуры, вытянутой в направлении прокатки [12]. Такая неоднородность структуры может сохраняться и после термической обработки.

Существенно влияют на свойства стали неметаллические включения, причем влияние на свойства оказывает не только объёмная доля включений, но и их распределение, морфология и размеры, определяемые технологией производства стали [13].

4.2 Требования к качеству трубных сталей

Рассмотрим требования, предъявляемые к характеристикам сопротивления материала труб хрупким и вязким разрушениям, оставив за пределами рассмотрения требования к характеристикам прочности и пластичности при растяжении и сопротивление материала труб коррозионным разрушениям.

Фактически, анализ первых протяженных разрушений, имевших место в США, явился отправной точкой в формировании требований к трубным сталям, методам их испытаний и в соответствующей эволюции технологий производства. Традиционно предотвращение возможности протяженных разрушений обеспечивалось выбором материала труб, гарантирующим вязкое поведение в заданном температурном интервале и способность останавливать протяженное разрушение в случае его инициирования. В табл. 4.2 приведены моменты, определившие направления эволюции сталей для газопроводов, с учетом явления протяженного разрушения [9]. После открытия в 1943 г. явления хрупко-вязкого перехода в углеродистых сталях требования к величине ударной вязкости было применено к ряду свариваемых сталей, включая трубопроводные. Позднее для определения температуры хрупко-вязкого перехода DBTT (Ductile-to-Brittle Transition Temperature) и обеспечения гарантированного вязкого поведения в полноразмерном сечении институтом Бателли была разработана и введена в промышленную практику методика испытания падающим грузом (HnO-DWTT (Drop Weight Tear Test), которая по условиям, прежде всего, по скорости распространения, напряженному и деформированному состоянию были максимально приближена к условиям разрушения газопровода, что позволяло точнее определять характер поведения стали, чем при испытаниях на ударную вязкость.

Табл. 4.2 Моменты истории, определившие направления разработки высокопрочных сталей

.2.1 Требования к работе удара образцов Шарпи

На основе анализа вязких разрушений газопроводов конце 60-х были сформированы подходы, основанные на величине энергии разрушения стандартных ударных образцов с острым надрезом по Шарпи. Они получили признание в результате практического применения при проектировании, строительстве и эксплуатации газопроводов, построенных на протяжении 30-40 лет. Прямой перенос методологии на новые особо высокопрочные трубы не дал положительных результатов, что подтверждено рядом полноразмерных испытаний групп прочности Х100 и Х120 [14,15].

Наиболее признанная и широко используемая в различных интерпретациях модель института Бателли была разработана на основе натурных экспериментов на рубеже 60-70- х годов 20-го века с трубами групп прочности Х52-Х65 с относительно невысокой ударной вязкостью и впервые опубликована в 1976 г. Этот, так называемый, подход «двух кривых» (Batelle Two Curves - ВТС) в настоящее время широко используется для определения уровня ударной вязкости, необходимого для предотвращения протяженного разрушения.

Для определения в соответствии с методом BTC требуемой для остановки трещины ударной вязкости сопоставляются зависимости «давление-скорость декомпрессии» и «давление - скорость распространение трещины», построенные эмпирическим путем. [16,17].

На базе метода ВТС были разработаны ряд подходов, позволяющих в зависимости от значений основных параметров газопровода (давления, диаметра, толщины стенки, группы прочности) рассчитывать (оценивать) минимальные значения вязкости по Шарпи, обеспечивающие остановку вязкой трещины. Широкое признание и отражение в последних международных стандартах (ISO 3183:2007) получили (табл.4.3) близкие к ВТС расчетные (оценочные) методы:

1       - По величине ударной вязкости, рассчитанной по формуле Американского института стали и чугуна (AISI);

2       - По величине ударной вязкости, исходя из упрощенной формулы института Бателли;

3       - По величине ударной вязкости на основании подходов Европейской группы по исследованию трубопроводов (EPGR).

Следует отметить, что значения, рассчитанные по данным методикам, соответствуют уровню вязкости, при котором не менее 50% труб в партии способны противостоять распространению трещины и высока вероятность остановки магистральной трещины в пределах значительного числа труб. Повышение фактической вязкости по сравнению с расчетной обеспечивает рост вероятности остановки в пределах фиксированного числа труб.

По результатам многочисленных экспериментов стало очевидно, что расчетные методы дают надежную оценку лишь для определенного класса труб и параметров их нагружения. Условной границей принято считать расчетное значение энергии разрушения 100 Дж, выше которого разброс поля допустимых и недопустимых значений существенно расширяется. Таким образом, относительно надежное вероятностное предсказание поведения материала труб большого диаметра для газопроводов высокого давления ограничено давлениями, марками прочности и не может быть распространено на перспективные трубы для проектов нового поколения без дополнительных исследований и корректировок.

Последнее в полной мере соответствует проекту нового газопровода Бованенково - Ухта, использующего трубы новой категории Х80, рассчитанные на давление 11,8 МПа. Ключевым вопросом в этом аспекте является проведение комплексных исследований, позволяющих определить совокупность свойств металла труб, минимально необходимых для обеспечения гарантии остановки вязких трещин в условиях эксплуатации проекта Бованенково - Ухта, отличающихся низкими температурами и высоким рабочим давлением.

4.2.2 Требования к материалам труб, основанные на ИПГ (DWTT) испытаниях

Как говорилось выше, испытания падающим грузом полнотолщинных поперечных образцов из труб были предложены в 60-х годах прошлого века, они также как испытания образцов Шарпи являются сдаточными заводскими испытаниями и нормируются спецификациями на штрипсы и трубы. Современными требованиями нормируется не менее 85% волокнистой составляющей в изломе образцов при температуре испытания -20°С. Для трубных горячекатаных сталей нормальной прочности применение этого вида испытаний не вызывает затруднений. Разрушение образца происходит с образованием классического излома с кристаллическими участками, ориентированными перпендикулярно поверхности образца, и участками вязкого излома на так называемых «губах среза». Для современных же сталей, полученных с применением контролируемой прокатки, при разрушении трубных сталей наблюдаются расщепления материала. В связи с этим, а также с высокой вязкостью материала, не удается при рабочих (не ниже -20°С ) получить хрупкое разрушение под надрезом, что делает испытание некорректным. Кроме того, существуют проблемы, связанные с неоднозначностью оценки доли хрупкой и волокнистой составляющих в изломе образца при наличии в изломе расщеплений. Существует тенденция перехода к инструментированным испытаниям с измерением энергоемкости разрушения образцов ИПГ.

Подход к оценке требуемой минимальной вязкости, основанный на испытаниях падающим грузом (ИПГ или, что то же самое, что DWTT) с замером удельной энергоемкости был предложен в работах Папка и Вилковского [15,16]. Такой подход, по мнению разработчиков, позволяет преодолеть проблему нарушения линейной корреляции между вязкостью по Шарпи и при ИПГ в «современных» сталях с высокой вязкостью. Близкий метод был разработан и применялся в СССР во ВНИИСТе, где было получено известное уравнение [10], связывающее диаметр (D), давление (p_p) и скорость разрушения (v) с полной энергоемкостью разрушения образца в кДж при испытаниях падающим грузом:

 (1)

Проведенный анализ результатов испытаний современных трубных сталей различных групп прочности и сопоставление данных «остановка-развитие трещины - фактический уровень вязкости» позволил Вилковскому с соавторами [16] на основе статистического анализа предложить ряд поправочных множителей, приведенных на рис.4.2. Предложенный критерий по величине удельной энергии при ИПГ позволяет избежать необходимость введения каких-либо поправочных множителей, учитывающих повышение группы прочности. В то же время для сталей группы XI00 требуются значительные поправочные коэффициенты.

Рис.4.1 Соотношение расчетных по методу ВТС значений энергии по Шарпи, необходимой для остановки трещины и измеренная вязкость труб, соответствующая распространению и остановке трещин при испытаниях с давлением газа более 10,3 МПа(C-FER Technologies, Канада) [18].

Рис.4.2 Сопоставление поправок к требованию по минимуму к вязкости для различных групп прочности (ЕМС² , США) [18]

4.3 Требования к вязкости материалов труб на основе линейной и нелинейной механики разрушения

4.3.1 Линейная механика разрушения

При расчете конструкций с использованием в качестве параметров материала предела текучести  или предела прочности  предполагают применение материала с повышенной прочностью при одноосном нагружении. Однако практика показывает, что хрупкое разрушение твердого тела происходит при сравнительно малых пластических деформациях, поэтому удельная работа, совершаемая при пластическом течении материала, близка к нулю: такое разрушение характеризуется нестабильным распространением трещины в конструкции, то есть, если трещина начала расти, то система напряжений способствует ее ускоренному росту.

Существует много факторов, при воздействии которых твердые среды, подвергающиеся деформации и показывающие высокие деформационные свойства при обычном статическом нагружении, разрушается хрупко. Одним из важнейших среди них является неравномерность механических свойств в объеме материала, обусловленная технологическими особенностями изготовления изделия.

Хрупкое разрушение рассматривается как процесс преобразования накопленной упругой энергии деформируемого тела. Процесс разрушения состоит из двух стадий: зарождения и роста трещины. Условие полного разрушения включает условие распространения этой зародившейся трещины на соседний элемент. Микротрещина должна преодолеть границу зерна материала, а потому для начала разрушения необходимы гораздо большие напряжения, чем для его распространения. Существует номинальное напряжение, которое следует преодолеть, чтобы разрушение началось.

Начало разрушения конструкций обусловлено высокими локальными напряжениями и деформациями в местах концентрации напряжений. Необходимые расчетные зависимости для количественного описания напряженно-деформированного состояния в окрестности различных разрезов получены для статических задач линейной теории упругости в случае малых деформаций.

Процесс идет до полного разрушения, поскольку по мере развития трещины для ее роста необходимо все меньшее напряжение. Таким образом, концентрация напряжений является источником хрупкого разрушения тела при его деформировании.

Наличие трещины в теле существенно изменяет его напряженно-деформированное состояние и усложняет математическое описание. Именно математические трудности ограничивают возможности решения задач о равновесии идеально упругого тела с трещинами в основном плоскими задачами. Трещины принято имитировать идеальными бесконечно тонкими разрезами.

Механика разрушения рассматривает три типа трещин (рис.4.3):

I - трещина нормального отрыва, здесь происходит растяжение плоскости с трещиной (а); этому типу задач соответствует клиновая дислокация;

II - трещина поперечного сдвига, здесь происходит разрез в поле сдвига (б); этому типу задач соответствует краевая дислокация;

III - трещина продольного сдвига, здесь происходит продольный сдвиг пространства с разрезом (в); этому типу задач соответствует винтовая дислокация.

Рис.4.3 Виды трещин при разрушении

Наибольший практический интерес представляют трещины нормального отрыва (тип I).

В механике разрушения наиболее важным параметром, характеризует интенсивность поля напряжений перед трещиной и учитывающим как геометрию трещины (ее тип и длину), так и вклад сил, приложенный к телу с трещиной, являются коэффициенты интенсивности напряжений. Они лежат в основе применения принципов линейной механики разрушения при расчетах на прочность и долговечность элементов конструкций.

Трещины Гриффитса

Критерии оценки предельного состояния трещин основаны на модели идеального хрупкого тела. Хрупким называют тело, разрушение которого происходит вследствие развития трещин. Местное разрушение в вершине трещины может перейти в самопроизвольное при выполнении определенного условия, сформулированного английским инженером и ученым А. Гриффитсом.

Гриффитс из энергетических соображений вывел следующее условие хрупкого разрушения для самопроизвольного распространения одиночной трещины в линейно упругом теле: разрушение произойдет, когда при обыкновенно малом удлинении трещины будет выделяться больше упругой энергии, чем это требуется для удельной энергии образования новых поверхностей трещины.

Таким образом, поверхностная энергия должна быть меньше освобождающейся упругой энергии, что возможно при достижении трещиной критической длины. Преимущество подхода Гриффитса состоит в том, что искомое соотношение получается без детального анализа процесса, из уравнения баланса энергии, составленного для нагруженной пластины с трещиной, поэтому применимость теории связана с существованием простого, независимого от пути нагружения, механизма разрушения и с отсутствием барьеров для распространения трещины.

Теория Гриффитса объясняет катастрофический характер хрупкого разрушения, огромные ускорения при движении трещин, невозможность остановить процесс роста трещины, если он уже прошел критическую точку. Были указаны те предельные размеры трещин, при которых материал еще сохраняет несущую способность при заданном напряжении. О правильности теории Гриффитса свидетельствуют его собственные эксперименты со стеклянными образцами и опыты других исследователей с различными хрупкими материалами, которые разрушаются, фактически, в упругой области.

Однако на применение соотношения Гриффитса накладывается ряд ограничений, поэтому оно не всегда пригодно для практического использования

4.3.2 Нелинейная механика разрушения

Для многих материалов не выполняется условие малости пластической области около острия трещины в деформированном теле. К числу таких материалов также относятся углеродистые и легированные стали. Их разрушению предшествует пластическое деформирование значительного объема материала в окрестности острия трещины. Подходы линейной механики разрушения становятся не применимыми, и используется нелинейная механика разрушения (НЛМР).

Одним из возможных подходов НЛМР является использование так называемого J-интеграла - энергетического контурного интеграла. В соответствии с этим подходом количество энергии, которую отдает тело при увеличении трещины на единицу длины, однозначно характеризует состояние тела с трещиной. Метод J-интеграла одновременно и независимо друг от друга предложен Г.П. Черепановым и Дж. Райсом.

Математическое выражение J-интеграла имеет вид:

_, (2)

где W - плотность энергии деформирования, то есть величина энергии на единицу объема; - поверхностная сила;  - вектор перемещений; Г - область интегрирования.интеграл можно трактовать как интенсивность высвобождения потенциальной энергии тела в процессе изменения длины надреза или трещины:

 (3)

При выполнении определенных условий J-интеграл не зависит от контура интегрирования. Независимость J-интеграла от пути имеет важное значение для обоснованного его применения в качестве меры разрушения. С помощью J-интеграла можно вычислить напряжения и деформации в вершине трещины. Соответствующие формулы приводятся в различных литературных источниках.

Существуют различные методы вычисления текущих значений J-интеграла, например метод конечных элементов.

В соответствии с традиционной схемой применения МКЭ рассматриваемое тело с трещиной разбивают на конечные элементы и задают необходимые константы материала. Постепенно увеличивая нагрузку и удовлетворяя заданным граничным условиям, решают соответствующую упруго-пластическую задачу. На каждом шаге в необходимых точках вычисляются разные величины - перемещения, напряжения, деформации, энергия деформирования и др. С помощью этих величин разными способами вычисляется J-интеграл.

Другим параметром нелинейной механики разрушения, который является основным параметром, характеризующим сопротивление материала инициации хрупкого разрушения, является раскрытие вершины трещины CTOD. Испытания на CTOD являются достаточно трудоемкими, поэтому не являются сдаточными заводскими, но нормируются, например, Норвежским Веритасом для подводных трубопроводов при сертификационных испытаниях продукции и одобрении производства. Также, как и при испытаниях ИПГ образцов, при испытании CTOD современных вязких сталей, полученных с применением технологии контролируемой прокатки, имеются проблемы с оценкой значимости расщеплений.

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 δ - R - кривой величина CTOA является арктангенсом отношения «CTOD/статический подрост трещины». По полученным данным CTOA, определенные по δ - 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

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

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 -60ºС 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 20ºС ниже, чем металл трубы в середине толщины стенки. Требование нормативной документации к трубам (KCV>250Дж/см² при температуре -40ºС) с большим превышением выполнено для обеих труб.

Требование нормативной документации к трубам (KCV>250Дж/см2 при температуре -40ºС) 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 -80ºС , а также перейти к испытаниям при температурах -60ºС 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.

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.

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:

. «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.

. 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 σ_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, (σ_z) - напряжения достигают 2,4 предела текучести.

В гомогенном материале это обуславливает распространение трещины в ее плоскости (т.е. перпендикулярно максимальным напряжениям σ_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 σ_Y и σ_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 σ_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 σ_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 δ-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 δ-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, Δ - 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

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 ºС 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 -20ºС затрачивается меньше работы внешних сил, чем при температуре +20ºС. Энергоемкость вязкого разрушения при понижении температуры уменьшается.

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

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 ºС, красный - образец №2 Ти= +20 ºС, зелёный - образец №3 Ти=-20ºС, синий - образец № 4 Ти=-20ºС

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].

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 ºС). 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 ºС. 2 - образец № 3, Ти = - 20 ºС

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.

.        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.

.        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.

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