Научные основы обеспечения безопасности эксплуатации нефтегазового оборудования трубопроводов с технологическими, конструктивными и эксплуатационными несплошностями (стр. 3 )

Из теории пластичности известно, что предельный изгибающий момент (Мс) можно определять по следующей формуле: Мс = sв×wS, где sв – временное сопротивление металла накладки, а wS – пластический момент сопротивления сечения накладки. С учетом величины Мс и формулы для оценки Мо (Мо = mРRSм) получаем следующее выражение для определения предельного давления цилиндрического накладного элемента: Рс = Sмsв/2m×Д. Предельное давление обечайки (трубы) без повреждения и накладки равно Рс*» 2S×sв/Д. Поделив значение Рс на Рс*, получим значение коэффициента несущей способности jс: jс = Sм/4m S. При Sм = S и m = 0,3 (для сталей) jс » 0,8.

Полученные данные не учитывают наличие ослабляющего действия сварных швов.

В ряде случаев укрепляющие элементы могут иметь меньшую толщину стенок в сравнении с толщиной ремонтируемой цилиндрической обечайки (трубы) корпуса оболочковой конструкции (сосуда, аппарата и др.). Такой вариант целесообразен, поскольку основной принцип укрепления повреждений должен исходить из равенства площадей укрепляющего элемента и повреждения. Тем не менее, например, в трубопроводном транспорте применяют укрепляющие элементы, имеющие толщину стенок (Sн), равную толщине стенок (S) ремонтируемого участка трубопровода, и др. независимо от размеров повреждения.

На наш взгляд, в литературе недостаточно сведений по данному вопросу. В связи с этим в настоящей работе была поставлена цель: исследование влияния на предельное состояние укрепляющих цилиндрических элементов при Sн< S.

На рисунке 21, а приведена схема цилиндра с приварными укрепляющими элементами и образцов (рисунок 21, б и в) для оценки их прочности.

С целью упрощения изготовления сварных образцов для испытаний (рисунок 21, б и в) целесообразно проводить исследование на образцах из хрупкого и малопрочного материала – органического стекла. Это позволяет, с одной стороны, получить четкие геометрические параметры, а, с другой, моделировать работу сварных угловых швов в охрупченном состоянии, например после деформационного старения (или при работе конструктивного элемента в условиях действия низких температур и др.). Кроме того, применение хрупкого материала позволяет экспериментально определять коэффициенты интенсивности напряжений. Предельная прочность таких образцов соответствует базовым моделям (РДКБ- и РБЗН-образцам).

Нами доказано, что для обеих базовых моделей их предельная прочность достигается при отношении С/Sм³ 5/3. При этом, для базовых моделей (при С/Sм> 5/3) коэффициенты интенсивности напряжений определяются по следующим формулам:

, (17)

, (18)

где mнs = Sн/S; m - коэффициент Пуассона; Q – приложенная нагрузка; - величина КИН для РДКБ-образцов; - то же для РБЗН-образцов. Остальные параметры видны из рисунков 21 и 22.

При одинаковых геометрических параметрах и нагрузке Q РДКБ-образцов и РБЗН-образцов отношение КИН для них составляет: /=.

Как известно, в предельном состоянии К1 = К1с, где К1с – предельное значение КИН в условиях реализации плоской деформации. Тогда с учетом (17) и (18) получаем: /= 1/. Таким образом, предельная нагрузка СДКБ-образцов почти в три раза больше, чем для ДКБ-образцов. Это указывает на то, что использование ДКБ-образцов для оценки прочности накладных элементов неправомерно.

Очевидно, что в накладных элементах наиболее слабыми с позиции прочности являются их кольцевые угловые швы. Поэтому представляет практический интерес оценка прочности накладных элементов с учетом наличия сварных швов при Sн < S (рисунок 21). Теоретических оценок КИН для таких моделей в литературе не обнаружено. Поэтому в работе использовался метод определения КИН по экспериментально найденным значениям предельных нагрузок. Сущность этого метода вытекает из основных положений механики разрушения и заключается в следующем.

Как известно из механики разрушения, в общем виде К1 = , где s – номинальное напряжение; h – глубина (длина) трещины; У – поправочная функция. Аналогично для базовой модели, для которой известна величина КИН: К1 = . Одинаковая степень напряженности рассматриваемых моделей при h = hб и К1 = К1с (К1 = Кс) обеспечивается при условии sс/sсб = Уб/У, где sс и sсб – предельные номинальные напряжения соответственно для рассматриваемой и базовой моделей. Если Sн = Sнб и вн = внб (здесь вн и внб – ширина рассматриваемой и базовой моделей), то Qс/Qсб = Уб/У, где Qс и Qсб – предельные усилия для рассматриваемой и базовой моделей; У и Уб – соответствующие поправочные функции.

Таким образом, У = Уб (Qсб/ Qс).

Необходимо отметить, что формулы (17) и (18) тем точнее, чем больше отношение длины трещины к толщине накладного элемента Sн. Поэтому при изготовлении образцов стремились учитывать это условие. В частности, в образцах сохранялось постоянное значение /Sн = 5. При этом варьировали отношения К2/К1 (рисунок 23).

Рисунок 22 – Схемы образцов из хрупкого материала

Рисунок 23 – Схема повышения основания углового шва

Отношение К2/К1 можно достаточно просто увеличивать наложением на стандартный угловой шов (К1 = К2) дополнительных сварных валиков или путем разделки кромок накладного элемента (рисунок 23). Необходимо отметить, что при углах разделки a < 60о целесообразно применять электроды меньшего диаметра или полуавтоматическую сварку в среде защитных газов.

Результаты проведенных испытаний отражены на рисунке 24, где приведена зависимость относительной прочности jс = Qc/Qс* от параметров . Здесь
Qc – разрушающее усилие образца с фиксированным параметром mс = С/Sн; Qc* – то же для РДКБ-образцов с , а ) (рисунок 23). Как видно, разделка кромок накладного элемента (под углом a) более эффективнее, чем увеличение основания углового шва.

При a = 45о или прочность образцов с угловым швом достигает предельной нагрузки (момента) РДКБ-образца.

Кривые зависимости jс(mcs), изображенные на рисунке 24, удовлетворительно описываются следующими функциями (при Sн= S): , (19)

. (20)

Формула (19) соответствует случаю применения разделки накладного элемента, а формула (20) – наложения дополнительных сварных валиков с целью увеличения основания углового шва.

Необходимо отметить, что экспериментально наблюдаемые отношения предельных нагрузок РБЗН - и ДКБ-образцов заметно отличаются от таковых, найденных теоретическим путем.

Установлено, что для РБЗН-образцов с угловыми швами (рисунок 22, б) отмечаются те же закономерности влияния параметров С1/Sн и С2/Sн. Значения φ  можно рассчитывать по формулам (19) и (20), если в качестве базовой модели брать БЗН-образцы.

Для случая, когда Sн < S, необходимо учитывать коэффициент разнотолщинности mнs (mнs = Sн/S).

Тогда формулы (19) и (20) приобретают следующий вид:

, (21)

. (22)

Рисунок 24 – Зависимость jс от mcs

На основании формул (21) и (22) получаем: , (23)

. (24)

Для оценки КИН с учетом разнотолщинности накладного и ремонтируемого элементов и наличия угловых швов на основании формул (17), (18), (23) и (24) получаем следующие формулы:

, (25)

. (26)

Аналогично для СДКБ-образцов со сварными швами, выполненными с разделкой кромок и дополнительными сварочными валиками, соответственно:

, (27)

. (28)

При К1 = Кс по формулам (25) – (28) можно найти соответствующие предельные нагрузки Qc.

Особенности разрушений образцов различных типов рассмотрим в пояснительной записке к диссертации.

Установлено, что в пределах 1,0 £ mнs £ 0,5 полученные формулы достаточно адекватно отвечают экспериментальным данным.

Таким образом, получены формулы для определения напряженного и предельного состояний элементов оборудования с конструктивными несплошностями.

Полученные результаты были использованы при приварке накладных элементов партии сосудов и аппаратов, изготовляемых в (Акт № 1, Приложение А).

В работе проведены исследования по повышению несущей способности и снижению металлоемкости ремонтных накладок.

Как известно, толщина стенки ремонтной накладки (муфты) принимается равной толщине стенки ремонтируемой трубы. На наш взгляд, такой подход не всегда оправдан, в особенности при ремонте труб с расслоениями. Толщина стенки ремонтной муфты должна выбираться из условия компенсации степени ослабления рабочего сечения конструктивного элемента, в частности трубы. В большинстве случаев металлургические несплошности располагаются по середине толщины трубы. Отсюда следует, что толщина стенки ремонтной муфты может быть, по крайней мере, в два раза меньше толщины трубы. Таким образом достигается снижение металлоемкости ремонтных муфт.

Применение муфт с меньшими толщинами стенок позволяет точно подогнать муфту по дефектному участку, потому что тонкий лист металла точнее огибает неровность на поверхности трубопровода.

В ряде случаев не исключается возможность попадания в полость металлургической несплошности внутреннего давления. В этом случае с целью повышения несущей способности ремонтных муфт предлагается после наложения угловых швов произвести наплавку дополнительных кольцевых швов. Дополнительные сварные швы выполняют со сквозным проплавлением накладного элемента и частичным проплавлением стенки трубопровода.

С целью проверки предлагаемого технического решения выполнен следующий эксперимент.

К двум трубам, заглушённым сферическими заглушками, и со сквозными отверстиями в стенках приваривали по одно­му накладному элементу.

Параметры труб: длина 2,5 м, внешний диаметр 325 мм, толщина стенки 5,5 мм, материал - сталь 17ГС (МПа, d5 = 20 %).

Параметры накладных элементов: ширина листа 350 мм, длина 1,0 м, толщина 2,5 мм, материал - сталь 17ГС.

Расстояние между швами: на трубе мм (2 шва), на трубе 2 – 140 мм (3 шва).

Сквозные отверстия на трубах оставались под накладными элементами.

После заполнения труб водой плунжерным насосом типа НД создавалось внутрен­нее давление.

Накладной элемент, приваренный к трубе 1, выдержал максимальное давление 8,1 МПа; накладной элемент, приваренный к трубе 2, выдержал давление 16,5 МПа.

Трещина на накладном элементе, приваренном к трубе 2, имела ориентацию поперек оси трубы.

Применение данного способа позволяет повысить надежность ремонта и снизить его трудоемкость и металлоемкость.

Установлено, что несущая способность ремонтной муфты обратно пропорционально зависит от расстояния между швами В: . (29)

Эта формула справедлива при B/D < 1. При B/D > 1,0 разрушающее давление практически не изменяется и становится равным разрушающему давлению длинной (B/D > 2,0) трубы (накладок), которое обозначим через Рс*. На рисунке 25 показана зависимость Рс / Рс* от mв.

– муфты с толщиной стенки 2,5 мм; - Sм = 5 мм Рисунок 25 – Зависимость относительного разрушающего давления муфт Рс / Рс* от их относительной ширины B/D

Светлая точка на этом графике отвечает данным, полученным в результате испытаний натурной муфты, реконструированной из ремонтного хомута, с целью повышения работоспособности. Как видно, формула (29) адекватно описывает экспериментальные результаты.

Необходимо отметить, что с уменьшением параметра mв существенно изменяется характер разрушения. При разрушения накладок происходят вдоль оси трубы, а при mв > 0,5 - перпендикулярно оси. Любопытно, что в муфтах с В/D » 1,0 отмечается наиболее сильное их выпучивание в месте разрушения, что достаточно убедительно продемонстрировано испытаниями натурных накладных элементов, результаты которых приведены в диссертации.

Формула (29) справедлива в том случае, если обеспечивается достаточная прочность сварного соединения муфты с трубой. С целью повышения прочности угловых швов необходимо предусматривать специальные мероприятия.

Однако, при применении специальной технологии сварки комбинированными швами (когда корень шва заваривается более пластичными электродами УОНИ 13/45, а последующие – более прочными электродами УОНИ 13/55) удается получить разрушение натурных накладок по основному металлу с достаточно развитой выпучиной.

Таким образом, при качественной сварке продольных швов накладок обеспечиваются их предельная прочность и разрушение по основному металлу.

В работе доказана возможность повышения работоспособности ремонтных муфт пониженной металлоемкости за счет увеличения катета угловых швов. Для этого торцевые участки ремонтных муфт исполняются утолщенными. Базируясь на основных положениях линейной теории оболочек, острых вырезов и механики разрушения, в работе даны научно обоснованные рекомендации по определению степени утолщения и протяженности утолщенных участков муфт. Установлены закономерности уменьшения степени напряженного состояния с увеличением угла перехода разнотолщинных участков ремонтных муфт. Произведена оценка несущей способности и ресурса ремонтных муфт в зависимости от угла перехода и других геометрических параметров.

Ниже приводятся результаты исследования по повышению несущей способности концевых участков ремонтных накладок.

Известен способ повышения несущей способности концевых участков цилиндрических муфт с применением специальных технологических колец (рисунок 26). Однако не решен вопрос о ширине проплавления (С).

1 – труба; 2 – технологические кольца; 3 – сварные швы;

4 – муфта; 5 – сквозное повреждение

Рисунок 26 – Схема трубы с приварной муфтой и технологическими кольцами

На наш взгляд, прочность муфты во многом зависит от ширины проплавления. Поэтому в работе проведены исследования влияния ширины проплавления на несущую способность труб с приварными цилиндрическими муфтами.

Исследования проводили на хрупких (оргстекло) и вязких (17ГС) материалах.

На первом этапе для исследования была выбрана модель типа четырехконсольной балки (ЧКБ-образца) (рисунок 27), нагружаемой с одной стороны. В образцах варьировали параметр С при сохранении постоянных значений S, и .

Образцы изготовлялись с четким выдерживанием геометрических параметров. Вырезы изготовлялись тонкими острозаточенными дисковыми фрезами. В каждой серии изготовлялось не менее 3-5 образцов.

Рисунок 27 – Четырехконсольный образец, нагружаемый с одной стороны

Одним из преимуществ изготовления моделей из органического стекла является реализация хрупкого разрушения. Окончательная проверка результатов завершалась натурными испытаниями образцов из широко распространенной низколегированной стали 17ГС (sт» 365 МПа, sв » 520 МПа, d10 » 32 %). Для сравнения были изготовлены и испытаны известные ДКБ-образцы.

Результаты испытаний образцов представлены на рисунке 28, где по оси ординат отложены значения относительной прочности jс = Qc/Qc*, (Qc – разрушающее усилие при текущем значении mсs = С/S, а значение Qc* представляет собой предельное разрушающее усилие для ДКБ-образцов при ).

1 – ЧКБ-образцы; 2 – ДКБ-образцы Рисунок 28 – Зависимость jс от mсs

mсd

mсd*

jс

Как видно, наблюдается монотонное увеличение относительной прочности jс в зависимости от параметра mсs. Отличие состоит в том, что в образцах отмечается различие критических величин mсs*. При этом, кривая зависимости jс (mсs) для ЧКБ-образцов проходит выше кривой зависимости для ДКБ-образцов.

Кривые jс(mсs) для обоих типов образцов описываются одной и той же зависимостью: jс = k[mсs / (ms + mсs)], (30)

где k – постоянная; .

Установлено, что в условиях проведенных экспериментов для ЧКБ-образцов (рисунок 28) значение mсs* меньше, чем для ДКБ-образцов: для ЧКБ-образцов , а для ДКБ-образцов mсs* » 5/3. При этом, величина k в формуле (30) для ЧКБ-образцов и ДКБ-образцов соответственно равна 2,75 и 2,0.

При jс = 1 из формулы (30) легко найти величину mсs*: mсs* = . (31)

Таким образом, получены формулы для расчета несущей способности наиболее слабых концевых участков ремонтных муфт. На основании полученных результатов становится возможным устанавливать оптимальные параметры швов технологических колец, обеспечивающие безопасную их работу.

Установлена целесообразность выполнения сварных швов (рисунок 26) технологических колец двойными угловыми швами (рисунок 29).

Несущую способность элементов с двойными угловыми швами определяли на специальных образцах (рисунок 29). Для сравнения испытывали образцы со стандартными швами. Установлено, что образцы с двойными угловыми швами почти в 2,5 раза прочнее образцов со стандартными швами.

С целью оценки влияния кольцевых угловых швов ремонтных муфт на несущую способность проведены статические испытания труб (из стали 17ГС) до разрушения. Опытные трубы-сосуды изготовлялись по общепринятой технологии изготовления нефтехимического
оборудования из углеродистых и низколегированных сталей. Для обеспечения предельной прочности углового шва одну из свариваемых обечаек вальцевали на меньший диаметр. Толщина обечаек составляла 4 мм, а диаметр Д = 630 мм. Длина цилиндрической части принималась равной четырем диаметрам сосуда (). Кольцевые нахлесточные швы сваривали ручной электродуговой сваркой электродами УОНИ 13/55. К трубе в виде цилиндрической обечайки приваривали два эллиптических днища. Были изготовлены три трубы с кольцевыми угловыми (нахлесточными) швами.

Заметим, что для углового кольцевого шва коэффициент концентрации напряжений составляет (по теории оболочек) около 4 (где m = 0,3 – коэффициент Пуассона). При этом осевые напряжения становятся больше, чем окружные напряжения, тогда как для труб без нахлесточных швов окружные напряжения в два

1 – нижняя пластина; 2 – технологическая вставка; 3 – верхняя пластина;

4 – первый угловой шов; 5 – второй угловой шов; 6 – захваты;

7 – угловые швы захватов; 8 – отверстия захватов

Рисунок 29 – Образец с двойными угловыми швами

Опытные сосуды испытывались на специально разработанной установке, позволяющей проводить статические и циклические испытания.

Максимальное разрушающее давление Рс сосудов при статическом нагружении составило 6,7...7,0 МПа. При этом разрушающие окружные напряжения находились на уровне временного сопротивления основного металла. Большинство сосудов разрушились вдали от углового шва (рисунок 30).

а – разрушения по основному металлу; б и в – разрушения по сварному шву днищ Рисунок 30 – Сосуды после испытаний

На последнем этапе исследований проводились циклические испытания при отнулевом пульсирующем цикле изменения рабочего давления, которое составляло около 0,5 . В условиях проведенных опытов трубы не удалось разрушить при достижении N = 5000 циклов.

а)б)в)

в)

а) б)

а – до испытания; б – после гидростатического разрушения внутренним давлением

(разрушающее давление 10,5 МПа при рабочем давлении 1 МПа)

Рисунок 31 – Фотографии трехволнового сильфонного компенсатора

Таким образом, кольцевые угловые швы не снижают статическую и циклическую прочность труб при условии их качественного выполнения.

Предложенное техническое решение также подтвердилось при испытаниях компенсаторов, привариваемых нахлесточными швами к трубе (рисунок 31).

Разрушение испытываемых натурных элементов с конструктивными несплошностями произошло по телу компенсатора.

Таким образом, при использовании предложенных решений элементы оборудования с конструктивными несплошностями имеют достаточно высокую несущую способность.

В дальнейшем в работе произведена оценка характеристик безопасности ремонтных хомутов.

Наиболее простым и распространенным способом устранения аварийных ситуаций на действующих трубопроводах является применение различного рода накладных элементов (ремонтных муфт, хомутов, заплат и др.) и стальных пробок (чопиков).

Необходимо отметить, что накладные элементы снижают ресурс безопасной эксплуатации трубопроводов, а некоторые из них применяются как временно действующие (ремонтные муфты) или исключаются вовсе (ремонтные хомуты и заплаты). На наш взгляд, такие технические решения вопросов обеспечения безопасности трубопроводов являются научно необоснованными и часто приводят к значительному увеличению себестоимости ремонтно-восстановительных работ. В ряде случаев ремонтные хомуты и заплаты квалифицируются как дефекты, обнаруживаемые при диагностировании трубопроводов.

В последнее время участились случаи несанкционированных врезок не только на нефтепродуктопроводах, но и на нефтепроводах. Этот факт повышает вероятность аварийных ситуаций на действующих трубопроводах. В этих условиях особо значимыми и актуальными являются разработки, связанные с оперативным и качественным устранением повреждений на действующих трубопроводах.

Нами предложена и внедрена усовершенствованная технология устранения сквозных повреждений трубопроводов ремонтными хомутами.

Доказана целесообразность применения комбинированных угловых швов, обеспечивающих высокую технологическую и эксплуатационную прочность.

В настоящей работе разработана новая конструкция накладного элемента с отбортованными патрубками (рисунок 32). Произведена оценка коэффициентов концентрации напряжений и несущей способности труб с патрубками.

1 – патрубок; 2 – угловой шов; 3 – труба

Рисунок 32 – Схемы пристыкованного патрубка (а)

и патрубка с плавным переходом (б)

Для оценки коэффициента несущей способности , где и предельные окружные напряжения трубы с патрубком и без него) получена следующая формула: . (32)

Для равнопроходных тройниковых соединений Кус для сварных пристыкованных патрубков равен 0,6; для штампованных и штампосварных патрубков – 0,7; для сварного патрубка с усиленными накладками – 0,85.

Сконструирован, изготовлен и апробирован в специальный штамп для изготовления натурных накладных элементов с патрубками. Штампованный накладной элемент показан на рисунке 33.

Установлено, что разработанные накладные элементы с патрубками обладают достаточно высокой статической и малоцикловой прочностью (рисунок 34).

Рисунок 33 – Накладной штампованный элемент с закругленными патрубками

1 – усиленные по СНиП 2.05.06-85*; 2 – по схеме рисунка 32, б Рисунок 34 – Зависимость долговечности при малоцикловом нагружении труб с патрубками при рабочем напряжении

В пятой главе освещены вопросы расчетной оценки предельного состояния конструктивных элементов оборудования с эксплуатационными несплошностями, возникающими в результате действия циклических нагрузок и коррозионных сред.

В работе за критерий разрушения элементов с трещинами при статическом нагружении принят относительный предел трещиностойкости aтр: где и предел трещиностойкости базовой модели (образца с краевой трещиной) и его предельное значение, соответствующее случаю, когда в нетто-сечении образца разрушающие напряжения достигают величины временного сопротивления металла . Этот критерий впервые предложен проф. (1976 г.) При этом, для образцов с краевой трещиной . Величина Iс определяется в соответствии с требованиями ГОСТ 25.506-85. Установлено, что , где глубина краевой трещины; S – толщина образца (цилиндра или трубы); относительный предел трещиностойкости при . При металл не чувствителен к несплошности (трещине). Уменьшение aтр означает, что .