Разработка методов расчета конструктивной прочности базовых элементов нефтегазовых объектов

Базируясь на многочисленных литературных и полученных в работе экспериментальных данных для оценки взаимосвязи , геометрических характеристик повреждений и исходных механических свойств (Ктв, Птр) металла, обоснована следующая аналитическая зависимость:

, (2)

где относительное удлинение; ; Ктв = т/в (т, в – пределы текучести и прочности).

Зависимость kтр(mh) показана на рисунке 3. Эта зависимость имеет минимум при и kтр = Птр.

Рисунок 3 – Зависимость коэффициента трещиностойкости kтр

от относительной глубины mh

В работе показана возможность использования kтр при оценке несущей способности базовых элементов НГО, для которых невозможно и нецелесообразно определять радиус кривизны в областях с максимальной концентрацией напряжений (вершины угловых переходов на рисунках 4 и 5).

Базируясь на подходе, развиваемом в ГУП «ИПТЭР» (проф. Р.С. Зайнуллин и проф. К.М. Гумеров), базовые элементы с острыми угловыми переходами заменены на эквивалентные модели с трещинами (рисунки 4 и 5). Главным условием при такой замене является соблюдение равенства площадей нетто-сечений элемента и модели . Для рассматриваемых моделей для консервативной оценки ресурса (в запас прочности) можно принимать: и принимать модель с односторонней трещиной (рисунок 4, б). За величину необходимо брать сумму: , где максимальное значение выступа в элементе.

При возможности определения угла перехода величину следует заменять величиной с использованием формулы: , где . К примеру, если , то величина .

В дальнейшем на основании формулы (1) определяется величина kтр при заданном . При оценке следует иметь в виду, что его величину необходимо относить к сумме .

Более сложной является задача по оценке несущей способности элементов с угловыми переходами, когда их вершина имеет конечную величину радиуса кривизны . Ориентировочную оценку прочности элементов с различными (или то же самое при изменении ) можно производить по критерию локальной потери устойчивости пластических деформаций. Для этого по известному значению с использованием формулы Нейбера находят величину коэффициента концентрации пластических деформаций , где коэффициент деформационного упрочнения стали, который примерно равен относительным равномерным удлинению и сужению .

В дальнейшем с использованием критерия локальной неустойчивости пластических деформаций можно показать, что для концентраторов, не снижающих рабочее сечение базовых элементов, коэффициент прочности будет определяться формулой:

, (3)

где – разрушающее окружное напряжение трубы (обечайки) с повреждением; предельное значение (предел прочности); ; полное относительное сужение. Если концентратор напряжений (повреждение) снижает толщину стенок , то

. (4)

Анализ формулы (3) показывает, что при величина с для стали 17ГС ( и ) равна единице (с= 1,0). При с снижается с ростом (рисунок 6). Между тем, для труб из стали 17ГС: .

Рисунок 6 – Взаимосвязь с (), рассчитанная по формуле (3)

В работе доказано, что параметр с связан с пластическими характеристиками и в соответствии с формулами:

. (5)

Здесь показатель степени изменяется от 0,125 до 0,5 . Уменьшение пластичности стали приводит к снижению параметра (рисунок 7, а). Рост снижает с, но в ограниченном интервале . В области с kтр (рисунок 7, б).

Отмеченные закономерности согласуются с общими положениями механики разрушения и опытными данными других авторов.

– по формуле (5); – эксперимент [ГУП «ИПТЭР»]

Рисунок 7 – Зависимости с (а) и с (б)

1 и 2 – данные других авторов (Р.С. Зайнуллин); 1 и 3 – по формуле (6)

Рисунок 8 – К оценке с (ml)

Формулы (2) и (5) адекватно отвечают базовым элементам НГО с протяженными кольцевыми и продольными концентраторами напряжений (например сварными швами) и повреждениями. Если их протяженность меньше диаметра труб (обечаек) , то при оценке возникает необходимость введения поправок, оцениваемых параметром :

, (6)

где коэффициент прочности базового элемента с протяженным повреждением (рисунок 8). Видно, что предлагаемый подход адекватнее отражает известные закономерности механики трещин и разрушения.

В четвертой главе произведена оценка конструктивной прочности базовых элементов НГО из низколегированных сталей в различных структурно-прочностных состояниях.

Эффективность нефтегазового оборудования и трубопроводов во многом предопределяется их производительностью и уровнем безопасности эксплуатации. Решение этих проблем непосредственно связано с рациональным применением для их производства сталей повышенной и высокой прочности. В ряде случаев наиболее эффективным направлением повышения прочности низколегированных сталей является термическое упрочнение (улучшение). В связи с этим возникает задача оценки взаимосвязи характеристик безопасности оборудования из низколегированных сталей после соответствующей термической обработки (или в различных структурных состояниях).

Исследованию подлежали низколегированные стали типа 16ГС (17ГС, 17Г1С, 16ГН, 14ГН и др.), для которых эквивалент углерода . При этом содержание углерода в сталях изменялось в пределах . Толщина листового проката во всех образцах составляла .

Большинство испытаний проводились на образцах в горячекатаном (Г), нормализованном (Н) и термически улучшенном (У) состояниях металла. В ряде образцов изменяли температуру отпуска после закалки. В частности, на рисунке 9, а показаны зависимости изменения твердости по Виккерсу от образцов с различным содержанием углерода. Эти зависимости аппроксимируются следующими линейными функциями соответственно для сталей марок 16ГС и 14ГН: и . В нормализованном и горячекатаном состояниях структура и механические характеристики сталей изменяются незначительно (рисунок 9, б, в, г).

Диаграммы растяжения исследуемых сталей достаточно хорошо описываются степенными функциями следующего вида: , где и истинные напряжения и деформации; и n – константы сталей ( константа прочности, МПа, а n – константа упрочнения, не имеющая размерности). Основные механические характеристики, в том числе параметра , приведены в таблице 1.

Таблица 1 – Характеристики безопасности эксплуатации низколегированных сталей в нормализованном (Н) и термически улучшенном (У) состояниях

№ п/п	С, %	Сэ, %	т, МПа		Ктв = т/в		С, МПа		n		5, %		, %		iв/т
			Н	У	Н	У	Н	У	Н	У	Н	У	Н	У	Н	У
1	0,11	0,290	325	425	0,70	0,77	840	920	0,28	0,130	35	22	64	60	1,82	1,55
2	0,11	0,324	325	445	0,68	0,78	820	860	0,215	0,135	34	21	62	58	1,82	1,46
3	0,17	0,313	400	635	0,70	0,83	930	1010	0,245	0,117	25	16	53	47	1,70	1,24
4	0,15	0,320	335	495	0,69	0,82	870	885	0,200	0,125	28	18	62	57	1,88	1,40
5	0,17	0,340	365	555	0,68	0,79	910	1020	0,200	0,121	27	17	56	49	1,82	1,43