Химический состав стали для проведения коррозионных испытаний представлен в табл. Целью настоящего исследования было моделирование влияния периодических гидроиспытаний на изменение механических свойств и сопротивления разрушению металла труб в зависимости от степени коррозионной по

Главная страница Микроконтроллеры Электропитание Узлы нагруженности Логометрия Матрица Термех Радиотехнология

Главная > Документация

Целью настоящего исследования было моделирование влияния периодических гидроиспытаний на изменение механических свойств и сопротивления разрушению металла труб в зависимости от степени коррозионной по. Построение кинетических зависимостей процесса коррозии низколегиро-ванной стали в зависимости от приложенного напряжения.

Коррозионные испытания низкоуглеродистой стали проводили на пластинах размером 10х80х1 мм с отверстием диаметром 3 мм. Химический состав стали для проведения коррозионных испытаний представлен в табл. 1.

Таблица 1

Химический состав

Содержание элементов, вес. %

0,042

0,15

0,80

0,010

0,008

0,038

0,027

0,040

Перед испытаниями проводили нормализацию образцов по следующему режиму: нагрев в вакуумной трубке 910°С, 20 мин., охлаждение с трубкой на воздухе. Производили сравнительные коррозионные испытания образцов без предварительной деформации и в напряженном состоянии (в области перехода упругих напряжений в пластические) при приложении изгибающей нагрузки близкой напряжению предела текучести. Нагружение образцов осуществлялось заневоливанием в струбцинах. Схема нагружения и внешний вид образцов представлены на рис. 1 и 2. Перед испытаниями образцы были тщательно зачищены наждачной бумагой. После зачистки были замерены геометрические размеры образцов при помощи микрометра и определена их масса взвешиванием на аналитических электронных весах с точностью до 0,2 мг. Образцы помещались в 3% раствор NaCl с pH = 6,0. Раз в неделю раствор заменяли новым. Перед взвешиванием образцы, извлеченные из электролита, зачищалась фильтровальной бумагой до полного удаления окислов.

Результаты испытаний представлены на рис. 3. Из рисунка видно, что склонность к общей коррозии низкоуглеродистой стали в нормализованном и в деформированном при напряжении, близком пределу текучести, стали состояниях достаточно близка, но в тоже время очевидно, что деформация ведет к увеличению скорости коррозии. Так потеря веса за три месяца коррозионных испытаний образцов без деформации составила 107 г/м2, а деформированного металла – 129 г/м2. Скорость коррозии определяется, как годовая потеря массы с единицы площади отнесенная к плотности стали.

В результате проведенного эксперимента установлено, что средняя скорость коррозии образцов без деформации составила 0,0061 мм/год, а коррозия образцов под напряжением составляла 0,0083 мм/год, т.е. скорость коррозии в результате деформации увеличилась на 36 %.

Таким образом, исследованная нами низкоуглеродистая сталь (0,042 % С) с ферритной структурой по величине годовой потери массы может быть отнесена по ГОСТ 13819 к группе весьма стойких сталей с баллом 3 по десятибалльной шкале коррозионной стойкости металлов. Это обусловленно прежде всего низким содержанием углерода в исследованной стали и равновесным структурным состоянием после нормализации [1, 2]. Однако, даже для такой весьма стойкой к общей коррозии стали влияние деформации на скорость коррозии оказалось достаточно существенным.

Анализ влияния содержания углерода на скорость коррозии Известно, что скорость коррозионных процессов зависит от химического состава стали [1, 2, 3]. Поскольку в качестве основного материала для труб теплосетей используются простые углеродистые и низколегированные стали, то основным фактором, от которого зависит коррозионная стойкость таких труб является степень их чистоты по неметаллическим включениям и содержание углерода [4, 5].

Рисунок 1. – Схема испытаний

а)

б)

Рисунок 2 – Внешний вид образцов для коррозионных испытаний: а) без деформации; б) в деформированном состоянии.

Рисунок 3. –Влияние деформации на потерю веса образцов из углеродистой стали при коррозионных испытаниях

С другой стороны, скорость коррозии в значительной степени зависит от структурного состояния, что затрудняет однозначную трактовку влияния содержания углерода [6].

Так в работе [7] показано, что в сталях с содержанием углерода от 0,05 до 0,80% сохраняется единый характер коррозионных диаграмм, т.е. имеют место параболические зависимости скорости коррозии от температуры отпуска. Однако с ростом содержания углерода скорость коррозии увеличивается при всех режимах термообработки, а максимум скорости смещается от температуры отпуска 250°С для армко-железа (0,05 % С) до 400-450°С для стали 0,60-0,80 %С.

Как показано исследованиями хотя скорости коррозии сталей в закаленном состоянии, как правило, ниже, чем в горячекатаном, однако для обоих состояний с ростом содержания углерода в исследованных пределах они возрастают примерно на два порядка (в 80-140 раз). Известна также положительная роль микролегирующих элементов (карбонитридообразующих) на сопротивление коррозионным процессам [7]. В частности, как показали исследования, добавка 0,05% ниобия сдвигает чувствительность к межкристаллитной коррозии к большим содержанием примесей внедрения (от 0,01 до 0,015%).

Для оценки влияния содержания углерода в трубной стали были выбраны образцы труб с содержанием углерода 0,04; 0,13 и 0,21 %. При этом для анализа влияния содержания углерода на скорость коррозии использовали как данные лабораторных экспериментов, так и фактические результаты замеров толщины стенки труб после длительной эксплуатации. Результаты анализа скорости коррозии в зависимости от содержания углерода в стали представлены в табл. 2 и на рис.4. Из полученных данных следует, что увеличение содержания углерода в трубной стали от 0,04% до 0,21%, повышает среднюю скорость коррозии почти в 2 раза (с 0,08 до 0,17 мм/год).

Таблица 2

Содержание углерода, %

Срок эксплуатации, годы

tисх, мм

Tконср, мм

Vср, мм/год

0,04

0,08

0,13

0,14

0,21

3,5

0,17

Рисунок 4 – Влияние содержания углерода на среднюю скорость коррозии трубных сталей

Таким образом, при рассмотрении влияния коррозионных процессов на изменение напряженного состояния труб необходимо учитывать содержание углерода. Увеличение содержания углерода в стали повышает скорость коррозии, что может привести к росту уровня кольцевых напряжений в стенке трубы за счет уменьшения её толщины и негативно сказаться на развитии деградационных процессов в металле.

Анализ влияния технологии производства листового проката на скорость коррозии.

Накопленные до последнего времени данные о коррозионном поведении изделий из стали и предложенные способы повышения их коррозионной стойкости относятся преимущественно к стальному прокату массового применения из углеродистых и низколегированных сталей невысокой прочности, поставляемых для изготовления металлоконструкций в горячекатаном состоянии [8, 9]. Между тем весьма эффективным способом экономии металла в народном хозяйстве за счет повышения его прочности, а также обеспечения возможности замены низколегированных конструкционных сталей более простыми и дешевыми низкоуглеродистыми является применение упрочняющей термической обработки, особенно с прокатного нагрева, в потоке прокатных станов [10].

Упрочняющей термической обработке подвергают прокат на промышленных установках на металлургических предприятиях. Поскольку термически упрочненное состояние является метастабильным, т.е. характеризуется повышенной внутренней энергией, то такое состояние в сравнении с не упрочненным (горячекатаным) может оказаться коррозионно более активным и приводить к ограничению использования термически упрочненного проката в условиях воздействия коррозионной среды.

В связи с недостатком и противоречивостью сведений о коррозионной стойкости углеродистых и низколегированных сталей после их термического упрочнения для оценки коррозионной надежности термоупрочненного проката и определения областей его применения были проведены систематические исследования по изучению влияния структурного состояния, химического состава стали и режимов термического упрочнения на коррозионную стойкость металлопроката при коррозии с кислородной и водородной деполяризацией.

Исследования коррозионной стойкости горячекатаных и термических упрочненных углеродистых и низколегированных сталей проводили на шлифованных образцах при переменном погружении в агрессивные среды, вызывающие протекание коррозии.

В работе [7] и последующих исследованиях было установлено, что зависимости скорости коррозии (потери массы) закаленной стали от температуры отпуска (самоотпуска) («коррозионные диаграммы улучшения») имеют параболический характер с максимумом в районе 350-4000С как в условиях коррозии с водородной деполяризацией (1% раствор H2SO4), так и при коррозии с кислородной деполяризацией (морская вода) (рис. 5). Видно, что в закаленном состоянии коррозия в этих средах значительно ниже, чем в не упрочненном состоянии, а при температурах отпуска, отвечающих максимуму коррозионной активности термоупрочненного металла, потери массы оказываются в полтора раза выше, чем в закаленном состоянии, и превышают потери исходной горячекатаной стали.

Рисунок 5 – Влияние закалки и отпуска на коррозионную стойкость стали 40х40х4 мм марки ст3сп при переменном погружении в 1% H2SO4 (а) и морскую воду (б) в течение 450 и 750 циклов соответственно (длительность цикла: смачивание – высыхание 26 мин, в то числе 5 мин. в агрессивной среде)

При возрастании температуры отпуска выше максимума коррозионной активности картина изменяется: коррозия вновь снижается. Естественно, что возникновение в определенных районах отпуска (самоотпуска закаленной стали) состояния повышенной чувствительности к коррозионному износу необходимо учитывать при использовании термически упрочненного проката. Причины изменения коррозионной активности стали при ее термическом упрочнении связаны с особенностями структурного состояния, которые возникают при закалке и отпуске стали. Повышенная коррозионная стойкость после закалки объясняется возникновением однородной, почти однофазной мартенситной структурой. В горячекатаном (не упрочненном) состоянии структура двухфазная: феррит + перлит. Возникающие при отпуске 350-4500С структуры имеют высокую коррозионную активность вследствие образования карбидов по плоскостям бывших мартенситных пластин и когерентных напряжений при выделении дисперсных частиц.

Высокий (более 6000С) отпуск приводит к снижению коррозионных потерь вследствие развития процессов коагуляции карбидных частиц, повышения равномерности их распределения в ферритной матрице, уменьшения дефектности кристаллической решетки и снятия остаточных напряжений.

Установлено, что и при атмосферных испытаниях (городская и промышленная атмосфера коксохимического завода) углеродистая сталь марки Ст3сп в закаленном состоянии ( 22 мин. – высыхание).

Таким образом, для снижения скорости коррозии трубных сталей необходимо обеспечить следующие основные условия:

- пониженное содержания углерода ( 0,10%);

- оптимальное легирование марганцем, кремнием и медью;

- микролегирование карбонитридообразующими элементами, понижающими содержание свободного углерода и азота в твердом растворе;

- использование при производстве труб термомеханически упрочненного проката с последующим ускоренным охлаждением, обеспечивающих получение однородной дисперсной структуры.

Выявление критических значений напряжений в стенке трубы в зави-симости от длительности эксплуатации и степени деградационных и коррозионных процессов.

Анализ полученных результатов исследований кинетики коррозионных и деградационных процессов трубных сталей различного марочного состава показывает, что, во-первых, уменьшение толщины стенки трубы в результате коррозии должно вызывать повышение уровня кольцевых напряжений, а во-вторых, снижение сопротивления разрушению (в основном работы зарождения трещины) должно привести к изменению критических напряжений, вызывающих разрушение стенки трубы.

Анализ влияния изменения толщины стенки трубы на кольцевые напряжения может быть сделан на основе экспериментальных и фактических данных, тогда как для анализа влияния степени деградационных процессов экспериментальных данных не достаточно. Необходимы расчетные оценки уровня критических напряжений исходя из соотношений механики разрушений [12].

Оценку критических силовых параметров металла трубопроводов в зависимости от степени коррозионной поврежденности проводили на основе данных о скорости коррозии трех составов по содержанию углерода трубных сталей – 0,04%С, 0,013%С и 0,21%С. Определяли изменение уровня кольцевых напряжений в стенке труб в процессе эксплуатации для рабочего давления (6 атм) и трех вариантов испытательных давлений при гидравлических испытаниях тепловых сетей (20 атм, 26 атм и 30 атм). При этом оценивали влияние коррозионного повреждения труб четырех диаметров 200, 400, 800 и 1420 мм со следующей толщиной стенки:

- 6 мм для диаметра 200 мм;

- 7 мм для диаметра 400 мм;

- 9 мм для диаметра 800 мм;

- 11 мм для диаметра 1420 мм.

Результаты анализа представлены на рис. 7-18. Для оценки критических параметров металла трубопровода при разных величинах испытательного давления на рисунках показано значения предела текучести в исходном состоянии и предела пропорциональности исследованных сталей в состаренном состоянии. Они необходимы для выявления условий потери устойчивости трубы, т.е. начала пластической деформации.

Рисунок 7 – Изменение кольцевых напряжений при рабочем и испытательных давлениях в результате изменения толщины стенки трубы при длительной эксплуатации для стали с 0,04% углерода (диаметр трубы 200 мм, исходная толщина стенки 6 мм).

Рисунок 8 – Изменение кольцевых напряжений при рабочем и испытательных давлениях в результате изменения толщины стенки трубы при длительной эксплуатации для стали с 0,13% углерода (диаметр трубы 200 мм, исходная толщина стенки 6 мм).

Рисунок 9 – Изменение кольцевых напряжений при рабочем и испытательных давлениях в результате изменения толщины стенки трубы при длительной эксплуатации для стали с 0,21% углерода (диаметр трубы 200 мм, исходная толщина стенки 6 мм).

10 – Изменение кольцевых напряжений при рабочем и испытательных давлениях в результате изменения толщины стенки трубы при длительной эксплуатации для стали с 0,04% углерода (диаметр трубы 400 мм, исходная толщина стенки 7 мм).

Рисунок 11 – Изменение кольцевых напряжений при рабочем и испытательных давлениях в результате изменения толщины стенки трубы при длительной эксплуатации для стали с 0,13% углерода (диаметр трубы 400 мм, исходная толщина стенки 7 мм).

Рисунок 12 – Изменение кольцевых напряжений при рабочем и испытательных давлениях в результате изменения толщины стенки трубы при длительной эксплуатации для стали с 0,21% углерода (диаметр трубы 400 мм, исходная толщина стенки 7 мм).

Рисунок 13 – Изменение кольцевых напряжений при рабочем и испытательных давлениях в результате изменения толщины стенки трубы при длительной эксплуатации для стали с 0,04% углерода (диаметр трубы 800 мм, исходная толщина стенки 9 мм).

Рисунок 14 – Изменение кольцевых напряжений при рабочем и испытательных давлениях в результате изменения толщины стенки трубы при длительной эксплуатации для стали с 0,13% углерода (диаметр трубы 800 мм, исходная толщина стенки 9 мм).

Рисунок 15 – Изменение кольцевых напряжений при рабочем и испытательных давлениях в результате изменения толщины стенки трубы при длительной эксплуатации для стали с 0,21% углерода (диаметр трубы 800 мм, исходная толщина стенки 9 мм).

Рисунок 16 – Изменение кольцевых напряжений при рабочем и испытательных давлениях в результате изменения толщины стенки трубы при длительной эксплуатации для стали с 0,04% углерода (диаметр трубы 1420 мм, исходная толщина стенки 11 мм).

Рисунок 17 – Изменение кольцевых напряжений при рабочем и испытательных давлениях в результате изменения толщины стенки трубы при длительной эксплуатации для стали с 0,134% углерода (диаметр трубы 1420 мм, исходная толщина стенки 11 мм).

Рисунок 18 – Изменение кольцевых напряжений при рабочем и испытательных давлениях в результате изменения толщины стенки трубы при длительной эксплуатации для стали с 0,21% углерода (диаметр трубы 1420 мм, исходная толщина стенки 11 мм).

На рис. 7, 10, 13, 16 представлены кривые изменения толщины стенки трубы и кольцевых напряжений при эксплуатации для четырех уровней внутреннего давления с низким содержанием углерода в стали 0,04%. Видно, что с развитием коррозионных процессов происходит рост кольцевых напряжений тем больший, чем больше диаметр трубы. Однако, при всех исследованных испытательных давлениях уровень кольцевых напряжений даже после 20 лет эксплуатации ниже, чем величина предела пропорциональности. Для труб малого диаметра (200 мм) они в 4,5 раза, а для труб большого диаметра (1420 мм) в 1,7 раза ниже, чем предел пропорциональности.

Таким образом, для стали с очень низким содержанием углерода коррозионные процессы и рост кольцевых напряжений, связанных с ними не являются основными факторами, определяющими конструктивную прочность трубопровода.

Увеличение содержания углерода до 0,13% увеличивает склонность стали к коррозии (рис. 8, 11, 14, 17). Для труб малого диаметра (200 мм) после 15 лет эксплуатации толщина стенки оказывается тоньше на половину. При этом кольцевые напряжения резко возрастают, достигая при всех исследованных испытательных давлениях критических значений, приводящих к потере устойчивости и разрушению труб.

Для труб большего диаметра (400 мм) из этой стали критическое напряжение достигается в интервале 17-20 лет эксплуатации.

В трубах диаметром 800 и 1420 мм после 20 лет эксплуатации кольцевые напряжения превышают предел текучести в исходном состоянии и близки к пределу пропорциональности стали в состаренном состоянии. Они достигают 0,5-0,9 от

- увеличение содержания углерода до 0,21% увеличивает склонность коррозии трубной стали, что вызывает более быстрое утонение стенок труб рост кольцевых напряжений в ходе эксплуатации вплоть до критических;

- уровень кольцевых напряжений при гидравлических испытаниях труб большого диаметра выше, чем в трубах малого диаметра, однако темпы роста этих напряжений для последних выше;

- кольцевые напряжения, возрастающие за счет протекания коррозионных процессов, достигают критических значений для труб малого диаметра в среднем через 15 лет, а для труб большого диаметра через 15-20 лет эксплуатации.

Если принять во внимание, что на практике в г. Москве применяются стали с содержанием углерода 0,13-0,24%, то полученные теоретические выводы коррелируются со статистическими данными по различным диаметрам, приведенными на рис. 19.

Установленные закономерности будут использованы для создания обобщенной системы учета деградационных процессов для определения предельных состояний трубопроводов при выборе допустимого уровня испытательного давления.

Заключение:

1. Проведен комплексный анализ влияния скорости коррозии на изменение конструктивной прочности труб тепловых сетей и установлены кинетические зависимости влияния этих изменений на уровень напряжений при рабочих и испытательных давлениях.

2. Определено влияние приложенного напряжения на кинетические процессы коррозии низколегированной стали. Показано, что напряжение близкое к пределу текучести, повышает скорость коррозии низколегированной стали.

3. Показано, что увеличение содержания углерода в трубной стали повышает скорость коррозии, что приводит к росту кольцевых напряжений в стенке трубы за счет их утонения и может негативно сказываться на развитии деградационных процессов в металле труб.

4. Склонность трубных сталей к коррозии зависит от структурного состояния; наиболее благоприятным с точки зрения сопротивления коррозии является термомеханически упрочненный прокат с последующим ускоренным охлаждением с прокатного нагрева или термоулучшенный с печного нагрева, обладающий однородной, дисперсной структурой.

5. Проведен комплексный анализ влияния коррозии металла на уровень напряжений в стенке трубы при рабочих и испытательных давлениях, и выявлены критические значения напряжений в стенке трубы в зависимости от диаметра труб, содержания углерода в стали, длительности эксплуатации и степени деградационных и коррозионных процессов.

Список использованной литературы

1. Толманов Н.Д., Чернова Г.П. Коррозия и коррозионностойкие сплавы. М. «Металлургия», 1973 г., 231 с.

2. Сб. Международного конгресса «Защита», Москва, 8-11 июня, 1998 г, 115 с.

3. Иванцов О.М. Надежность строительных конструкций. М., Недра, 1985. 231с.

4. Логан Х.Д. Коррозия металлов под напряжением, М., Металлургия, 1970, 340 с.

5. Коррозионное растрескивание аустенитных и ферритоперлитных сталей/В.В. Сагадзе, Ю.Н. Филиппов, А.Ф. Матвиенко и др. Екатеринбург: УрО РАН, 2004. ISBN5 – 7691 – 1439 – 8., стр.88.

6. Калмыков В.В., Гречная И.Я. Пути повышения коррозионной стойкости термически упрочненного проката. Сб. Черная металлургия. Наука-технология-производство. М., Металлургия, 1989, с. 356.

7. Калмыков В.В. Влияние углерода на коррозионное поведение термически упрочненного проката //Защита металлов. 1987. Т. 23, №4. С. 659-662.

8. Розенфельд И.Л. Атмосферная коррозия металлов. – М.: АН СССР, 1960. – 372 с.

9. Веденкин С.Г. Влияние состава низколегированных строительных сталей на их атмосферную коррозию//Защита металлов. 1975. Т. II. №3. С. 275- 289.

10. Скороходов В.Н., Одесский П.Д., Рудченко А.В. Строительная сталь, ? М.: ЗАО «Металлургиздат», 2002. ? 624 с.

11. Калмыков В.В., Гречная И.Я. Влияние марганца и кремния на коррозию термически упрочненной низкоуглеродистой стали // Защита металлов. 1986. Т. 32. №3. с. 428 – 431.

12. Сб. Новые методы оценки сопротивления металлов хрупкому разрушению. Под ред. Ю.Н. Работнова. М., Изд-во «Мир», 1972, 439 с.

Известно, что для выявления наиболее ослабленных участков магистральных трубопроводов теплосетей проводятся периодические гидроиспытания, в частности в г. Москве при среднем давлении около 26 атм [1]. Как показали исследования состояние металла труб после длительной эксплуатации, стандартные механические свойства металла труб практически не изменяются в процессе эксплуатации [1. 2]. Однако, сопротивление разрушению металла труб уменьшаются [2, 3]. Причем снижение характеристик сопротивления разрушению металла труб зависит от уровня напряжений в стенке трубы, обусловленных величиной рабочего давления [4].

Ранее была разработана методика моделирования влияния периодических гидроиспытаний на уровень механических свойств и параметров сопротивления разрушению металла труб тепловых сетей [5]. Было показано, что периодические гидроиспытания, приводят к снижению характеристик сопротивления стали разрушению. Особенно сильно такие испытания сказываются на характеристике сопротивления зарождению трещины [6].

Целью настоящего исследования было моделирование влияния периодических гидроиспытаний на изменение механических свойств и сопротивления разрушению металла труб в зависимости от степени коррозионной поврежденности для некоторых марок сталей, используемых для труб тепловых сетей.

Материалы и методы исследования.

Для исследования влияния последствий гидравлических испытаний на состояние металла труб отбирались фрагменты по площади поверхности труб размером от 0,3 до 0,5 м2 Из фрагментов труб изготавливаются образцы для следующих исследований и испытаний:

• определение химического состава стали (размеры 20х30 мм);

• исследование микроструктуры (размеры 25х25 мм);

• исследование механических свойств по ГОСТ 1497 (размер образцов в соответствии с ГОСТ 1497 и размерами исследованных труб);

• оценку сопротивления разрушению при ударных испытаниях по ГОСТ 9454 (размеры образцов 5х10х55 с надрезом типа 3 и 13 по ГОСТ 9454);

• исследование склонности к деформационному старению (размер образцов - 3 мм, рабочая длина 15 мм)

Количественный спектральный анализ образцов, вырезанных из труб, проводится на приборе SPEKTRO «LAB S» производства Германии.

Испытание на растяжение проводятся в соответствии с требованиями ГОСТ 1497 на разрывной машине «ИНСТРОН» при скорости деформации 1,3х10-3 с-1 с записью диаграммы нагрузка – деформация, из которой определяются временное сопротивление ( ) и поперечное сужение ( ).

Испытания для определения ударной вязкости проводили в соответствии с требованиями ГОСТ 9454 на образцах с надрезом типа 3 и 13.

Методика определения работы разрушения и ее составляющих. Для оценки сопротивления разрушению металла труб проводили испытания на статический изгиб образцов размером (5х10х55 мм) с острым надрезом. Испытания проводили на сосредоточенный изгиб. Скорость нагружения составляла 2 мм/мин. Испытание осуществляли с записью диаграммы нагрузка-деформация, по которой рассчитывали суммарную работу разрушения (АS) и ее составляющие – работу зарождения (Аз) и распространения трещины (Ар) [2, 16].

Методика оценки склонности к деформационному старению. Испытания на склонность к деформационному старению проводили на образцах диаметром 3 мм с рабочей длиной 25 мм. Образцы деформировали на 2% за площадкой текучести, разгружали, подвергали старению при 200°С, 1 час и повторно испытывали на растяжение (рис. 1). Склонность стали к деформационному старению определяли по величине s

200 °С 1 час Время, t, мин.

Рисунок 1 — Схема испытаний на склонность стали к деформационному старению.

Методика структурных исследований поверхности разрушения. Структуру металла труб исследовали методом световой микроскопии. Шлифы для изучения микроструктуры вырезали параллельно направлению прокатки. Шлифы травили в нитале. При приготовлении шлифов нагрев образцов выше 100°С не допускается.

После проведения необходимых исследований проводился сравнительный анализ состава, структуры, механических свойств, параметров сопротивления разрушению и трещиностойкости, склонности к замедленному разрушению и деформационному старению металла труб в состоянии поставки, после гидравлических испытаний и после длительной эксплуатации.

Методика моделирования гидравлических испытаний. В соответствии с практикой принятой в г. Москве при моделировании считаем, что гидравлические испытания проводятся при постоянном давлении 26 кгс/см2 в течение 30 мин, после чего давление снижается до 6 кгс/см2 для прямого трубопровода и до 1,5 кгс/см2 для обратного. Выдержка при этом составляет 1,5 часа (необходимое время для обхода теплосети). После этого давление в теплосети снижается до 0. Методика моделирования гидравлических испытаний включает следующие основные этапы:

1. Расчет напряжений, возникающих в стене трубы в ходе гидравлических испытаний (проводится по методике, изложенной ниже).

2. Нагружение образцов металла труб в воде при температуре 20-30 <0,005

0,032

<0,002

Ст 20

0,21

0,25

0,60

0,022

0,024

0,045

0,040

0,19

<0,005

0,058

<0,002

17Г1С-У

0,18

0,48

1,26

0,014

0,010

0,027

0,008

13Г1С-У

0,14

0,55

1,58

0,022

0,005

0,029

0,020

10Г2ФБ

0,11

0,25

1,66

0,017

0,006

0,109

0,034

0,019

0,038

Х65

0,046

0,2

1,4

0,009

0,004

0,27

0,2

0,27

Се

0,37

0,025

0,013

0,05

ГОСТ 1050

сталь 20

0,17-0,24

0,17-0,37

0,35-0,65

не более

0,035

не более

0,040

не более

0,25

не более

0,25

не более

0,25

ГОСТ 1050

сталь 10

0,07-0,14

0,17-0,37

0,35-0,65

не более

0,035

не более

0,040

не более

0,15

не более

0,25

не более

0,25

ГОСТ 19282

сталь 17Г1С

0,15-0,20

0,40-0,60

1,15-1,60

не более

0,035

не более

0,040

не более

0,30

не более

0,30

не более

0,30

Таблица 2. Результаты механических испытаний металла труб

№

образца

Марка стали

пц

0,2

Н/мм2

Ст 10

205-333

269

226-352

289

427-481

454

37,3-48,1

42,7

66,0-69,7

67,9

Ст 20

318-347

332,5

354-375

364,5

538-538

538

27,5-29,2

28,5

57,8-59,9

58,85

17Г1С-У

380-385

382,5

530-530

530

31-31

13Г1С-У

470-470

470

570-580

575

26-26

10Г2ФБ

560-550

555

630-620

625

22-24

Х65

458

531

45,9

Таблица 3. Результаты испытаний на ударную вязкость металла труб

№

образца

Марка стали

KCU, Дж/см2

KCV, Дж/см2

+20

-40

-20

-40

-60

Ст 10

192,8-205,6

199,2

Ст 20

128,2-145,6

136,9

17Г1С-У

61-78

71-78

13Г1С-У

133-153

144,5

117-128

123

10Г2ФБ

135-154

146,5

120-145

135

Х65

359-374

365

363-375

371

365-374

371

а)

б)

Рисунок 2. – Микроструктура микролегированных сталей: а - Х65 , б - 10Г2ФБ.

Методика расчета скорости коррозии. Исходные данные: измеренные исходная масса, потери веса по дням измерений, а также площадь поверхности образца. Скорость коррозии определятся как годовая потеря массы с единицы площади отнесенная к плотности.

Исследование влияния числа циклов нагружений на параметры сопротивления разрушению углеродистой и низколегированной трубной стали

Для исследования влияния периодических гидроиспытаний на сопротивление разрушению металла труб тепловых сетей была разработана методика моделирования гидроиспытаний и теплового воздействия горячей воды. Эта методика состояла в следующем.

Напряжение при моделирующих испытаниях образцов с надрезом выбирали из расчета коэффициента концентрации напряжений в надрезе по формуле:

KQ=

где L – половина расстояния между опорами;

b – ширина образца;

t - толщина образца.

Испытательная нагрузка в этом случае будет составлять:

PQ= Pги=

На рис. 4 представлена схема испытаний при изгибе образцов с надрезом для моделирования гидроиспытаний труб тепловых сетей. Как и в случае испытаний на растяжение образцы нагружали до уровня коэффициента интенсивности напряжений Кги=f( :

Это уравнение не учитывает не только роль дефектов в металле трубы, но и продольные осевые нагрузки, связанные с действием других эксплуатационных факторов.

В качестве примера приведен расчет напряжений в стенке трубы диаметром 400 мм и толщиной стенки 6 мм при гидроиспытаниях.

окр в данном случае составляет 75,1 Н/мм2.

Как было показано ранее [5, 6], периодические нагружения до напряжений, соответствующих испытательному давлению, практически не оказывают влияние на механические свойства при растяжении металла труб из углеродистой стали 20. Однако, при этом существенно снижается сопротивление металла разрушению [6, 7]. Причем, наибольшее влияние периодические нагружения оказывают на параметры, характеризующие сопротивление зарождению трещины (рис. 5).

Этот факт подтверждают результаты исследований влияния периодических нагружений на механические свойства и параметры сопротивления разрушению микролегированной стали 10Г2ФБ (рис. 6, 7).

Из рис. 6 видно, что увеличение числа нагружений до 40 с последующим нагревом мало сказывается на величинах разрушающего напряжения для микролегированной стали типа 10Г2ФБ.

Рисунок 8 – Зависимость ударной вязкости КСV от периодических нагружений в зависимости от толщины стенки труб

Таким образом, как углеродистые стали (типа ст.10), так и низколегированные (типа 10Г2ФБ) склонны к деградации свойств (параметров сопротивления разрушению). При этом микролегированная более мелкозернистая сталь 10Г2ФБ оказывается менее склонной к деградации свойств, чем простая углеродистая ст. 10. Основное изменение свойств, завершается для этой стали после 10 циклов нагружений. Уменьшение толщины стенки трубы в результате коррозии для стали 10Г2ФБ оказывает меньшее влияние на деградацию свойств, чем для ст. 10.

Кроме того, показано, что более прочная микролегированная сталь 10Г2ФБ менее чувствительна к негативным последствиям периодических нагружений при уменьшении толщины стенки трубы в результате коррозии.

Построение кинетических зависимостей параметров опротивления разрушению сталей различных марок с разным содержанием углерода и разных способов производства.

В связи с тем, что основное влияние периодического нагружения до испытательного давления оказывают на сопротивление зарождению трещины, то для построения кинетических зависимостей деградации свойств трубных сталей разных марок основным критерием приняли величину относительного снижения работы зарождения трещины:

Азi – работа зарождения трещины после i-го числа нагружений.

Кроме того, поскольку основное влияние периодических испытаний на изменение сопротивления разрушению происходит за первые 10 циклов нагружения, то для построения вышеуказанных кинетических зависимостей ограничились 10-15 циклами нагружения.

В результате построены кинетические зависимости степени снижения работы зарождения трещины 0,1%) более склонны к деградации сопротивления разрушению, чем низколегированные.

При близком содержании углерода микролегированная сталь менее склонна к развитию деградационных процессов, чем углеродистая.

Вероятно, это связано еще с тем, что микролегирование этих сталей карбонитридообразующими элементами (Ti, V, Nb, Al) снижает концентрацию свободных атомов внедрения (С, N) в твердом растворе.

Рисунок 12 – Кинетическая зависимость степени снижения работы зарождения трещины от содержания углерода после 5 циклов нагружения для напряжений соответствующих толщины стенки трубы

Рисунок 13 – Кинетическая зависимость степени изменения пластичности при изгибе от содержания углерода после 5 циклов нагружения для напряжений соответствующих полной толщине стенки трубы.

Рисунок 14 – Кинетическая зависимость степени изменения пластичности при изгибе от содержания углерода после 5 циклов нагружения для напряжений соответствующих толщины стенки трубы

Рисунок 15 – Кинетическая зависимость степени снижения работы зарождения трещины от содержания углерода после 10 циклов нагружения для напряжений соответствующих толщины стенки трубы

Исследование причин снижения сопротивления разрушению металла труб в результате периодических гидравлических испытаний.

Как уже отмечалось ранее, одной из причин снижения сопротивления разрушению металла труб тепловых сетей в результате периодических нагружений и теплового воздействия горячей воды является деформационное старение. Известно, что деформационное старение является следствием снижения подвижности дислокаций в результате закрепления их атомами внедрения [8]. Снижение подвижности дислокаций приводит к затруднению протекания релаксации локальных напряжений в структуре металла, что способствует снижению сопротивления разрушению [8].

Поскольку механизм деформационного старения связан с процессом взаимодействия дислокаций с атомами примесей внедрения (углеродом и азотом), то склонность к деформационному старению должна зависеть от содержания углерода и азота в стали. Для подтверждения этого положения исследовали склонность к деформационному старению выбранных марок сталей.

Образцы деформировали на 2% и затем нагревали при 2000С. После чего проводили испытание для определения предела текучести. По разнице между пределом текучести после старения и напряжением предварительной деформации судили о склонности к деформационному старению (см. рис. 1).

Результаты испытаний представлены в табл. 4 и на рис. 16. Склонность к деформационному старению возрастает с увеличением содержания углерода в стали и уменьшением микролегирующих элементов. Так, если для стали Х65 величина Dss близка к 0, то для стали 20, содержащей 0,21% углерода эта величина составляет 102 Н/мм2 .

Следует отметить высокий уровень величины поперечного сужения для микролегированных сталей 10Г2ФБ и Х65 (79,5 и 85,5%) в состаренном состоянии, что свидетельствует о большом запасе пластичности и вязкости.

Таблица 4. Склонность к деформационному старению для трубных сталей разного химического состава

Марка стали

% С

Микролегирование, %

После старения

пц

0,2

Н/мм2

Ст. 20

0,21

276-429

353

403-517

460

470-562

516

88-127

102

28,5-30

29,5

55,5-60

17Г1С

0,18

354-488

400

488-613

533

547-668

595

85-100

18-31

54-68

Ст. 10

0,13

418-435

426,5

432-435

433,5

507-507

507

50-64

34-36

62-68

10Г2ФБ

0,11

V=0,109

Nb=0,038

400-433

421

410-449

436

525-549

534

0-110

22-25

78-81

79,5

Х65

0,046

Тi=0,013

Nb=0,05

Ce=0,37

445-464

455

455-464

460

539-540

539,5

21-26

23,5

85-86

85,5

Рисунок 16 – Зависимость склонности к деформационному старению от содержания углерода.

При близких значениях прочности и предела текучести исследованных сталей в состаренном состоянии нельзя не обратить внимание на существенное различие в значениях предела пропорциональности, отражающего начальные стадии пластической деформации металла (табл. 4).

Из полученных данных следует, что все исследованные стали кроме Х65 склонны к деформационному старению. При этом чем больше содержание углерода и меньше карбонитридообразующих элементов, тем больше склонность трубных сталей к деформационному старению.

Известно, что механизм деформационного старения железа и стали связан с процессом взаимодействия дислокаций с атомами внедрения [9, 10, 11, 12]. Чем выше содержание углерода и азота в стали, тем больше склонность к деформационному старению. Можно полагать, что интенсивное снижение сопротивления разрушению трубных сталей с большим содержанием углерода в результате периодических нагружений и нагрева является следствием большей их склонности к деформационному старению.

Развитие микропластической деформации при периодических нагружениях металла труб вызывает образование свежих незакрепленных дислокаций. Последующий нагрев приводит к перераспределению атомов углерода к дислокациям, закреплению их за счет образования на них атмосфер атомов внедрения, что снижает их подвижность. Уменьшение подвижности дислокаций приводит к охрупчиванию металла, что является одной из причин уменьшения сопротивления разрушению.

Другой причиной снижения сопротивления разрушению может быть возникновение в структуре металла локальных микронапряжений, как следствие развития процесса деформационного старения и циклических нагрузок [11, 12]. Для выяснения роли этого фактора в деградации свойств трубных сталей проводили оценку величины релаксационного эффекта, которую определяли из соотношения:

p = o - t,

где - o -напряжение, до которого проводили нагружение, t - напряжение после 30 минут выдержки под напряжением (рис. 17).

Условия перехода хладноломких металлов и сплавов в хрупкое состояние в значительной мере зависит от их реальной структуры, определяющей степень концентрации напряжений. Локальные «пиковые» напряжения могут значительно превосходить среднее, достигать значения теоретической прочности и вызывать зарождение и развитие хрупкой трещины разрушения [12, 13]. Из сказанного следует важность изыскания способов оценки величины «пиковых» напряжений в металле под нагрузкой.

Переход упругой деформации в пластическую в случае равномерного распределения энергии упругой деформации происходит преимущественно путем процессов восхождения дислокаций за счет диффузионного перемещения атомов и точечных дефектов [14, 15]. При неоднородном распределении напряжений (существовании локальный «пиковых»

Рисунок 17 – Схема испытаний на релаксацию напряжений.

напряжений) возникают внутренние силы, пропорциональные градиенту энергии упругой деформации grad U. Эти силы являются дополнительной причиной протекания в упругодеформированном теле микропластической деформации, которую можно обнаружить по падению напряжения при испытании на релаксацию (рис. 17).

Как известно, при релаксационных испытаниях образец подвергается деформации в упругой или пластической области за счет приложенной извне силы. После прекращения деформирования силы, приложенные к образцу извне, оказываются уравновешенными и образец находится под действием внутренних сил, определяемых градиентом упругой энергии. При этом происходит постепенный переход упругой деформации в микропластическую, сопровождаемую падением напряжений в материале.

Чем больше градиент внутренних напряжений, тем больше локальные силы, вызывающие микропластическую деформацию образца. Можно полагать, что большим локальным «пиковым» напряжением будет соответствовать более высокая степень микропластической деформации, то есть увеличение склонности к релаксации напряжений. Когда в результате пластической деформации уровень локальных напряжений в образце выравнивается, исчезают «пиковые» напряжения и grad U = 0. Исчезают и внутренние силы, обусловливавшие дополнительную микропластическую деформацию образца. Поскольку пластическая деформация под действием grad U должна происходить путем скольжения дислокаций, можно ожидать, что релаксация напряжений в этом случае предшествует релаксации, связанной с диффузионным перемещением атомов при однородном распределении упругой деформации.

Таким образом, можно полагать, что склонность к релаксации связана со степенью неравномерности распределения упругой энергии в теле под нагрузкой и поэтому может служить качественной характеристикой неоднородности внутренних напряжений.

Исследование склонности к релаксации напряжений показало, что увеличение числа циклов нагружений приводит к росту релаксационного эффекта (рис. 18). Величина Dsp вырастает от 5,5 до 14 Н/мм2 после 20 циклов испытаний.

Поскольку величина релаксационного эффекта отражает степень неоднородности микропластической деформации и связана с уровнем локальных напряжений под нагрузкой, можно полагать, что по мере увеличения количества нагружений, имитирующих гидроиспытания, вырастают степень неоднородности микропластической деформации, локальные, «пиковые» напряжения в структуре металла.

Рисунок 18 – Влияние числа нагружений, имитирующих периодические гидроиспытания на релаксационный эффект.

Таким образом, основными причинами снижения сопротивления разрушению трубных сталей в результате периодических гидроиспытаний является развитие процесса деформационного старения и накопление локальных напряжений, облегчающих зарождение микротрещин.

Установленные закономерности были использованы при разработке дифференцированной системы проведения гидравлических испытаний тепловых сетей, при создании обобщенной системы учета деградационных процессов для определения предельных состояний трубопроводов и выборе допустимого уровня испытательного давления

Заключение

1. Проведено комплексное исследование моделирования периодических гидроиспытаний на изменение параметров сопротивления разрушению металла труб из углеродистых и микролегированных сталей.

2. Установлено, что периодические гидроиспытания не оказывают влияние на стандартные механические свойства металла труб, но приводят к снижению параметров сопротивления разрушению. Показано, что в наибольшей степени периодические гидроиспытания снижают работу зарождения трещины.

3. Установлено, что как простые углеродистые (ст.10), так и микролегированные (10Г2ФБ) стали склонны к деградации свойств (параметров сопротивления разрушению) в результате периодических гидроиспытаний. Однако, сталь 10Г2ФБ менее склонна к деградации, чем ст.10.

4. Построены кинетические зависимости снижения сопротивления зарождению трещины от количества циклов нагружений, имитирующих гидроиспытания для ряда типичных марок трубных сталей. Показано, что снижение содержания углерода в стали в сочетании с микролегированием карбонитридообразующими элементами уменьшает темп развития деградационных процессов, приводящих к снижению сопротивления разрушению.

5. Исследование влияния уменьшения толщины стенки трубы, в результате коррозии, показало, что для низкоуглеродистых, микролегированных сталей оно менее заметно, чем для простых углеродистых, что является следствием их более высокого уровня прочности в результате зернограничного и дисперсионного упрочнения.

6. Показано, что увеличение содержания углерода в трубной стали повышает склонность к деформационному старению, что является одной из причин развития деградационных процессов при периодических гидравлических испытаниях.

7. Установлено, что периодические нагружения и нагрев трубной стали приводит к увеличению релаксационного эффекта, свидетельствующему о возрастании неоднородности микропластической деформации и накоплении локальных микронапряжений в структуре стали, облегчающих процесс зарождения трещины.

Список использованной литературы

1. Пак Ю.А., Плешивцев В.Г., Глухих М.В., Филиппов Г.А., Морозов Ю.Д., Чевская О.Н., Ливанова О.В. Влияние гидравлических испытаний на состояние металлов трубопроводов тепловых сетей // Труды конференции "Тепловые сети. Современные решения" Изд-во Новости теплоснабжения 2005 г.

2. Плешивцев В.Г., Пак Ю.А., Филиппов Г.А. и др. Моделирование влияния гидроиспытаний и теплового воздействия сетевой воды на свойства металла труб. // Сталь. 2007. №8, С. 97-100.

3. Дмитриев В.Ф., Мурзаханов Г.Х., Филиппов Г.А. Оценка ресурса нефтепровода и планирование его капитального ремонта // Строительство трубопроводов. 1997. №3. С.21-24.

4. Филиппов Г.А., Ливанова О.В. Взаимодействие дефектов структуры и деградация свойств конструкционных материалов//Материаловедение. 2002. №10. С.17-21.

6. Пак Ю.А., Буржанов А.А., Чевская О.Н. и др. Оценка влияния процессов старения на параметры надежности трубных сталей//Сб. тезисов. III-я Евразийская научно-практическая конференция «Прочность неоднородных структур» - МИСиС. Москва. 18-20 апреля 2006. С.10.

7. Плешивцев В.Г., Пак Ю.А., Филиппов Г.А. и др. Факторы, влияющие на эксплуатационную надежность трубопроводов // Деформация и разрушение. 2007. №1. С.6-11.

8. Суворова С.О., Саррак В.И., Энтин Р.И. Деформационное старение железа // ФММ. 1964. т.17. Вып.1. С.105-111.

9. Левин Д.М., Чуканов А.Н., Муравлева Л.В. Исследование повреждаемости трубных сталей по эффектам неупругой релаксации// Вестник Тамбовского университета. Тамбов. 1998. Вып.3. С.315-318.

10. Блантер М.С., Головин С.А. //Механическая спектроскопия металлических материалов. Изд-во МИА. 1994. - 254с.

11. Ботвина Л.Р. Кинетика разрушения конструкционных материалов. – М.: Наука. 1989. - 229с.

12. Коттрелл А.Х. Дислокации и пластическое течение в кристаллах. – М.: Металлургиздат. 1958.

13. Штремель М.А. Прочность сплавов. Дефекты решетки. –М.: Металлургия. 1982. - 276с.

14. Саррак В.И., Филиппов Г.А. Релаксация остаточных микронапряжений при отдыхе и низкотемпературном отпуске мартенсита закаленной стали//ФММ. 1975. т.40. Вып.4. С.806-811.

15. Глазкова С.М., Дьяконов Д.Л., Ливанова О.В. и др. Хрупкость низколегированных феррито-перлитных сталей при отжиге //МиТОМ. 2001. №5. С.15-19.

16. Филиппов Г.А., Ливанова О.В. Деградация свойств металла труб при длительной эксплуатации магистральных трубопроводов// Сталь. 2003. №2, 84-87.

Возможности использования экологически чистой повсеместно доступной возобновляемой энергии солнечного излучения привлекают все большее внимание. в соответствии с прогнозами уже в течение ближайших 15-.

Мощность, тыс. гкал/ч.

Несчастный случай произошел в республике саха (якутия). в котельной № 6 с. ытык-кюэль таттинского района сгорел кочегар котельной иванов е.х. (1960 г. р.). 7 ноября 2003 г. кочегар иванов в 9 ч. засту.

Расчетная подключенная тепловая нагрузка по требителей составляет 232 гкал/ч (с максимальной нагрузкой гвс). горячее водоснабжение осуществ ляется по открытой схеме. годовая выработка тепла составляет.

На основании проведенного расследования государственным инспектором были выявлены следующие причины несчастного случая. неудовлетворительное содержание и недостатки в организации рабочих мест: «движущ.

Главная > Документация

0.0025