WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!


 

УДК 622.692.4.004.58:681.5

На правах рукописи

Абдуллин Ленар Рафильевич

Научные основы обеспечения безопасности

эксплуатации нефтегазового оборудования

трубопроводов с технологическими,

конструктивными и эксплуатационными

несплошностями

Специальность 05.26.03 – Пожарная и промышленная безопасность

                                        (нефтегазовый комплекс)

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени

доктора технических наук

Уфа  2008

Работа выполнена в Муниципальном унитарном предприятии

«Научно-технический центр «Безопасность эксплуатации сложных технических систем» (МУП «НТЦ «БЭСТС») и Государственном унитарном предприятии
«Институт проблем транспорта энергоресурсов» (ГУП «ИПТЭР»)

Научный консультант

- доктор технических наук, профессор

Гумеров Асгат Галимьянович

Официальные оппоненты:

- доктор технических наук, профессор

Стеклов Олег Иванович

- доктор технических наук, профессор

Нугаев Раис Янфурович

- доктор технических наук

Ризванов Риф Гарифович

Ведущее предприятие

- Открытое акционерное общество «Уралтранснефтепродукт»

Защита диссертации состоится 18 июля 2008 г. в 1400 часов на заседании
диссертационного совета Д 222.002.01 при Государственном унитарном
предприятии «Институт проблем транспорта энергоресурсов» по адресу: 450055,
г. Уфа, пр. Октября, 144/3.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ГУП «ИПТЭР».

Автореферат разослан  16 июня 2008 г.

Ученый секретарь

диссертационного совета

кандидат технических наук                                        Л.П. Худякова

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

       

Актуальность работы

Вопросы обеспечения безопасности потенциально опасных объектов магистрального транспорта в настоящее время стали чрезвычайно острыми и актуальными. При этом наиболее реальным направлением решения указанных вопросов было и остается установление технического состояния нефтегазового оборудования на основе применения современных методов неразрушающего контроля и оценки остаточного ресурса с регламентацией срока его последующей безопасной эксплуатации.

В связи с этим разработка научно-методических основ для оценки остаточного ресурса нефтегазового оборудования, гарантирующего безопасность его эксплуатации, является чрезвычайно актуальной. Следует иметь в виду, что большинство объектов нефтегазового комплекса работают за преде­лами проектного ресурса.

Крупнейшие природные и техногенные аварии последних лет выявили необходимость углубления исследований в области теории безопасности и катастроф, а также прикладных разработок по обеспечению промыш­ленной и экологической безопасности.

В последнее время в целях реализации основ национальной политики в области обеспечения безопасности был принят ряд государственных научно-технических программ и постановлений по обеспечению безопасности населения и народнохозяйственных объектов с учетом риска возникновения природных и техногенных аварий и катастроф. В этих материалах декларируется принципиально новый подход, заключающийся в необходимости реального обеспечения безопасности потенциально опасных объектов, в частности на базе новых критериев оценки их остаточного ресурса и др.

Важным фактором, существенно влияющим на безопасность эксплуатации оборудования, является механохимическая коррозия конструктивных элементов с несплошностями.

Объектом настоящего исследования являются технологические (металлургические), конструктивные (полости между поверхностями конструктивных элементов и накладными элементами) и эксплуатационные несплошности.

Особую роль в обеспечении безопасности и работоспособности конструктивных элементов с различными несплошностями при их эксплуатации играет своевременный ремонт с оценкой остаточного ресурса.

Наиболее сложные проблемы при оценке остаточного ресурса создают различные комбинации несплошностей в конструктивных элементах.

Работа выполнялась в соответствии с координационными планами Минхиммаша по проблеме «Технологическое обеспечение качества изготовления нефтегазохимической аппаратуры» (1989-1990 гг.), с Государственной научно-технической программой Академии наук Республики Башкортостан «Проблемы машиностроения, конструкционных материалов и технологий» по направлению 6.2 «Надежность и безопасность технических систем в нефтегазохимическом комплексе», а также в ходе решения комплексной научно-технической программы Минвуза РСФСР «Нефть и газ Западной Сибири» и в рамках реализации подпрограммы Федеральной целевой научно-технической программы «Безопасность населения и народнохозяйственных объектов с учетом риска возникновения природных и техногенных катастроф» – ФЦНТП ПП «Безопасность» (2000-2007 гг.).

Цель работы обеспечение безопасности эксплуатации конструктивных элементов нефтегазового оборудования (сосудов, аппаратов и трубопроводов) с несплошностями различного происхождения и их комбинациями на базе расчетного определения его остаточного ресурса и применения ряда конструкторско-технологических решений по совершенствованию технологий ремонта.

Основные задачи работы:

       - исследование и разработка методов оценки остаточного ресурса конструктивных элементов с металлургическими несплошностями;

       - оценка напряженного и предельного состояний и остаточного ресурса конструктивных элементов с конструктивными несплошностями;

       - прогнозирование безопасного срока эксплуатации конструктивных элементов с эксплуатационными несплошностями различных конфигураций и комбинаций;

       - разработка технологии ремонта оборудования с несплошностями, находящегося под избыточным давлением;

       - усовершенствование технологии аварийного ремонта технологических трубопроводов с применением усилительных накладок;

       - повышение ресурса усилительных накладок, применяемых для ремонта оборудования;

       - натурные испытания и внедрение основных предложенных научно-технических решений по обеспечению безопасности оборудования с несплошностями различного происхождения.

       Методы решения поставленных задач

       Основные характеристики безопасности оборудования и трубопроводов, в том числе и остаточный ресурс, определялись с использованием апробированных подходов механики разрушения, теории пластичности и упругости, сопротивления материалов, надежности и безопасности сложных технических систем.

       Разработанные методы повышения характеристик безопасности элементов оборудования базировались на современных достижениях в области технологий ремонта, сварки, металловедения.

Научная новизна

       1. Базируясь на основных положениях теории упругости и пластичности и механики разрушения, установлены и описаны основные закономерности влияния технологических, конструктивных и эксплуатационных несплошностей и их сочетаний на остаточный ресурс элементов оборудования при длительном статическом и циклическом нагружениях с учетом механохимической коррозии и деформационного старения металла.

       2. Разработаны и научно обоснованы методы прогнозирования безопасного срока эксплуатации конструктивных элементов оборудования с несплошностями различного происхождения и  их комбинациями.

       3. Разработаны и апробированы новые конструкции образцов для оценки несущей способности конструктивных элементов оборудования с несплошностями различного происхождения, для которых дана теоретическая оценка коэффициентов интенсивности напряжений (КИН).

       4. Научно обоснована целесообразность применения накладных элементов с отбортованными (закругленными) патрубками и усилительными торцевыми участками.

       5. На основе результатов проведенных теоретических и экспериментальных исследований предложены новые технические решения по повышению остаточного ресурса элементов оборудования с несплошностями различного происхождения.

На защиту выносятся:

       1. Методы оценки и повышения остаточного ресурса оборудования с несплошностями различного происхождения.

       2. Закономерности и аналитические зависимости для определения напряженного и предельного состояний оборудования с несплошностями.

       3. Новые конструкции образцов для оценки несущей способности оборудования с несплошностями.

       4. Накладные элементы  повышенной работоспособности.

       5. Нормативные материалы по оценке и обеспечению остаточного ресурса оборудования с несплошностями.

       Практическая ценность результатов работы

       1. Разработанные методы определения и повышения остаточного ресурса нефтегазового оборудования с несплошностями позволяют обеспечивать и продлевать безопасные сроки его эксплуатации.

       2. Предложенные конструкции образцов более адекватно отвечают условиям работы элементов оборудования с несплошностями различного происхождения.

       3. Для изготовления накладных элементов с отбортованными  (закругленными) патрубками разработаны рабочие чертежи и изготовлена штамповая оснастка. Штамповая оснастка успешно прошла промышленные испытания в ОАО «Салаватнефтемаш».

       4. Основные результаты работы использованы при разработке стандартов предприятия, инструкций и методических рекомендаций по оценке и повышению остаточного ресурса конструктивных элементов с несплошностями. Часть из указанных нормативных материалов согласована компетентными надзорными органами.

       Апробация работы

Основные результаты исследований, представленные в работе, докладывались на:

       - научных семинарах «Работоспособность и технологичность нефтепромыслового оборудования и трубопроводов» (г. Салават, апрель 2005, 2006 и 2007 гг.);

       - научно-техническом семинаре «Механика механохимического разрушения» (г. Уфа, ГУП «ИПТЭР», 2007 г.);

       - на научно-практической конференции «Проблемы и методы обеспечения надежности и безопасности систем транспорта нефти, нефтепродуктов и газа» в рамках VII Конгресса нефтегазопромышленников России (г. Уфа, май 2007 г.).

       Диссертационная работа заслушана и рекомендована к защите на расширенном научно-методическом совете отдела № 27 ГУП «ИПТЭР» (14 февраля 2008 г.).

       Публикации. Основные результаты диссертационной работы опубликованы в 49 научных трудах, в том числе в 6 монографиях и 10 ведущих рецензируемых  научных журналах, рекомендованных ВАК Министерства образования и науки РФ.

       Структура и объем работы

Диссертационная работа состоит из введения, шести глав, основных выводов, библиографического списка использованной литературы, включающего 244 наименования, и 12 приложений. Работа изложена на 271 странице машинописного текста, содержит 129 рисунков, 9 таблиц.

       Достоверность результатов

       Достоверность результатов подтверждена качественным и количественным соответствиями результатов теоретических исследований экспериментальным данным, полученным автором на разработанных экспериментальных стендах с использованием современной измерительной аппаратуры. Большинство предлагаемых автором технических решений подтверждены результатами натурных испытаний.

       Некоторые результаты, полученные автором, согласуются с данными, полученными дру­гими авторами.

       Большинство нормативных материалов согласовано органами Федеральной службы по экологическому, технологическому и атомному надзору.

       Личный вклад автора

       Постановка и решение задач данного исследования, формулировка и разработка всех положений, определяющих научную новизну и практическую значимость работы, руководство всеми этапами экспериментальных исследований, участие в их проведении и внедрении полученных результатов.

       Промышленные испытания проведены в ОАО «Салаватнефтемаш» при непосредственном участии автора.

Краткое содержание работы

       Во введении обоснована актуальность работы, сформулированы ее цель и основные задачи, показаны научная новизна, практическая ценность и личный вклад автора в получение основных результатов.

       В первой главе рассмотрены основные причины нарушения безопасной эксплуатации нефтегазового оборудования.

       Сформулированы общие принципы и направления обеспечения безопасности эксплуатации нефтегазового оборудования на всех стадиях его жизненного цикла. Дана классификация основных видов несплошностей, обнаруживаемых при диагностике конструктивных элементов оборудования.

       Несплошности условно разделены на технологические, конструктивные и эксплуатационные. К технологическим несплошностям отнесены, в основном, расслоения, обусловленные особенностями технологии производства заготовок для изготовления конструктивных элементов. Показано, что технологические несплошности часто возникают в биметаллических конструктивных элементах.

       Конструктивные несплошности образуются между поверхностью усиливаемого элемента (обечайки, трубы и т.д.) и поверхностью привариваемого усилительного накладного элемента.

       Эксплуатационные трещины могут возникать в конструктивных элементах в зонах с высокой степенью концентрации напряжений.

       В литературе достаточно полно рассмотрены вопросы оценки ресурса конструктивных элементов с эксплуатационными несплошностями (Е.М. Морозов, Н.А. Махутов, Р.С. Зайнуллин, Г.П. Карзов и др.). Применительно к нефтегазовому оборудованию, в особенности с технологическими и конструктивными несплошностями, таких работ сравнительно мало.

       В ряде случаев применение подходов механики разрушения для оценки ресурса оборудования, работающего под давлением, дает противоречивые данные.

       Недостаточно сведений по оценке степени опасности и обеспечению остаточного ресурса оборудования с конструктивными несимметричными несплошностями. То же самое можно сказать о конструктивных элементах из биметаллов, соединениях сильфонных компенсаторов и др.

       Вторая глава посвящена исследованиям механизма образования несплошностей. Разработаны теоретические основы оценки напряженного  и предельного состояний конструктивных элементов оборудования с несплошностями.

       Определены коэффициенты интенсивности напряжений для предложенных новых базовых моделей для оценки характеристики безопасности оборудования.

       На основании теории тонких оболочек определены краевые силы и моменты, возникающие на концевых участках несплошностей. Базируясь на подходах теории пластичности, определены значения предельных давлений и напряжений в конструктивных элементах с несплошностями.

       В ряде случаев величину КИН невозможно определять прямыми методами, применяемыми в механике разрушения. Кроме того, часто прямые аналитические методы базируются на достаточно жестких исходных допущениях.

       Нами для оценки КИН в сложных моделях использован экспериментально-аналитический метод, который заключается в следующем. Для исследуемой модели подбирается соответствующая базовая модель, для которой известны величина КИН и соответствующая ей поправочная функция . Установлено, что в предельном состоянии для двух подобных моделей с несплошностями отношение их предельных нагрузок ( и предельные нагрузки исследуемой и базовой моделей) равно обратному отношению их поправочных функций . Тогда . Заметим, что параметр является важной характеристикой безопасности оборудования с конструктивными элементами, имеющими различные несплошности. В дальнейшем величину будем называть коэффициентом несущей способности. Очевидно, что . Испытания моделей с несплошностями легко реализуются на низкопрочных хрупких материалах (органическом стекле).

       В работе предложены несколько новых базовых моделей, для которых величины КИН определяются прямыми аналитическими методами механики разрушения. Сущность этих методов заключается в следующем. Как известно, поток энергии в вершину несплошности G связан с КИН простыми уравнениями: - для плоской деформации и для плоского напряженного состояния. Здесь модуль упругости; коэффициент Пуассона. В предельном состоянии и , где и критические значения потока энергии и КИН. Для оценки потока энергии воспользуемся методом податливости Дж. Ирвина, согласно которому , где податливость модели при заданной длине несплошности . При этом , где смещение точки приложения силы для модели с заданной длиной несплошности. Величина определяется известными методами сопротивления материалов.

       В общем виде величину КИН для основных базовых моделей с несплошностями можно представить как

,  (1)

где относительная нагрузка, МПа; параметр рабочего сечения модели, м;   поправочная функция (безразмерная). В предельном состоянии ( критический коэффициент интенсивности напряжений). С учетом этого условия находим предельную относительную нагрузку :

.  (2)

       К примеру, для базовой модели в виде двухконсольной балки (ДКБ-образца): ; ; ; . Здесь полагалось, что , в – толщина модели. Геометрические параметры ДКБ-образца видны из рисунка 1 (позиция 2).

Рост отношения приводит к интенсивному снижению и и тем самым к увеличению несущей способности модели с несплошностью. Модель, показанная на рисунке 2, а более адекватно отражает работу элементов оборудования с технологическими и конструктивными несплошностями. В дальнейшем эту модель будем называть разнотолщинной балкой с замкнутой несплошностью, или РБЗН-образцом.

       В этом случае при параметры, входящие в формулу (1), равны: ; ; ; . Легко показать, что для БЗН-образца величина КИН меньше, чем для ДКБ-образца, почти в три раза.

       Более подробнее рассмотрим случай, когда . Податливость определяется по формуле

. (3)

       Дифференцируя (3) по , получаем:

.  (4)

       Подставляя (4) в формулу для оценки потока энергии , имеем:

       . (5)

       Так как , то с учетом (5) получаем:, где ; ; ; ; коэффициент разнотолщинности; . При из этих формул вытекают соответствующие выражения для балки с замкнутой несплошностью. Коэффициент разнотолщинности изменяется в пределах от 0,7 до 1,0 (рисунок 3, а).

       Несущая способность РБЗН-образцов в большей степени зависит от рабочего сечения нижней составляющей балки (при ). При несущая способность РБЗН-образцов предопределяется степенью уменьшения рабочего сечения верхней составляющей балки.

       Аналогичным образом получаем значения параметров формул (1) и (2) для разнотолщинной двухконсольной балки (РДКБ-образца): ; ; ; ; ; . При этом величина КИН для РБЗН-образцов .

Рисунок 3 – Зависимости и для РБЗН-образцов

       В работе рассмотрены особенности напряженного и предельного состояний в окрестности вершины несплошностей. Показано, что несущая способность РБЗН-образцов при плоской деформации может быть в 1,65 раза больше, чем дают расчеты на основании формулы (2). Величина Q (рисунки 1, 2, а) определяется произведением давления в несплошности на площадь ее поверхности. 

       Необходимо рассмотреть нагружение отдельных частей модели распределенной нагрузкой , где Р  внутреннее давление в несплошности) в соответствии со схемами, приведенными на рисунке 4.

Рассмотрим особенности определения  КИН для РДКБ-образцов при нагружении их распределенной силой q . Опуская промежуточные преобразования и подстановки, получаем: , где . Поправочная функция определяется так же, как и в случае нагружения РДКБ-образцов сосредоточенной силой Q. Показано, что в случае действия на РДКБ-образцы распределенной нагрузки величина КИН почти в 2,7 раза меньше по сравнению с величиной КИН при нагружении их сосредоточенной силой.

       В случае проникновения в полость несплошности внутреннего давления (через сквозное повреждение, рисунок 5) нижняя часть РБЗН-образца оказывается в ненапряженном состоянии.

       В ряде случаев корпуса оборудования изготовляют из двухслойных обечаек. При этом двухслойные обечайки (рисунок 6) могут изготовляться из сталей, имеющих различные модули упругости: . При этом они иногда изготавливаются без натяга с точной подгонкой двух обечаек (рисунок 7). В дальнейшем обечайки свариваются между собой по существующей технологии сварки. Необходимо отметить, что количество обечаек может быть и больше двух.

В этом случае:; .  (6)

       Вначале рассмотрим модель с замкнутой несплошностью, образованной двумя балками (рисунок 6).

       

Для простоты анализа будем полагать,  что . В качестве модели примем балку с замкнутой несплошностью (рисунок 7).

       Здесь полагается, что верхняя и нижняя части с толщинами Sн и Sв имеют различные модули упругости. При этом величина параметра С такова, что эта модель соответствует известной модели двухконсольной балки при Ен = Ев, для которой КИН определяется по формуле (2). Как и ранее, верхнюю и нижнюю части балки рассматриваем как жестко защемленные по торцам (рисунок 8).

       

Перемещение в точке приложения силы Q по аналогии с предыдущими решениями будет равным: , где и модули упругости верхней и нижней частей модели; У – момент инерции.

       Податливость разномодульной модели будет равна:

.  (7)

       Дифференцируя уравнение (7) по и подставляя полученное выражение в формулу потока энергии, имеем:

. (8)

       Поскольку практический интерес представляет случай, когда имеется полость (несплошность) между обечайками, следует принимать . Тогда поток энергии будет равен: .  (9)

       В этом случае КИН: . (10)

       Отсюда следует, что несущая способность рассматриваемой модели определяется свойствами верхней обечайки, как и для однородных моделей.

       В дальнейшем методами теории тонких оболочек определены краевые напряжения и моменты в окрестности концевых участков несплошностей. Показано, что краевые напряжения могут превышать мембранные примерно в 4 раза.

       Кроме этого, на базе теории пластичности установлены предельные нагрузки на концевых участках несплошностей. Несущая способность концевых участков цилиндрических элементов с несплошностями составляет около 80 % от несущей способности такого же элемента без несплошности. Такой результат может реализовываться при определенных параметрах соединения концевых участков.

       В третьей главе приведены результаты исследования по оценке и повышению характеристик безопасности конструктивных элементов оборудования с технологическими несплошностями.

       Установлено, что в трубах из низколегированных сталей технологические (металлургические) несплошности (расслоения) возникают в ликвационной зоне, совпадающей со срединной поверхностью. В ряде случаев в окрестности несплошностей (или их очагов) отмечаются зоны с повышенной (в 1,5 раза) твердостью в сравнении с основным металлом. Доля твердого металла составляет около 35 % от толщины стенок труб. На рисунке 9 показана расчетная схема для оценки несущей способности трубы с несплошностью и твердой прослойкой.

       Необходимо отметить, что твердые участки, как правило, имеют пониженные пластические характеристики, в частности относительное удлинение . Поэтому несущая способность такой трубы будет имитироваться деформационной способностью твердой прослойки. Между тем, бытует мнение о том, что несплошности не оказывают влияния на несущую способность труб. Этот факт не вызывает сомнения, если в окрестности несплошности отсутствуют твердые (хрупкие) прослойки.

       Более ярко выраженной механической неоднородностью отличаются цилиндрические биметаллические обечайки (рисунок 10).

       Свойства всех характерных зон отличаются. К примеру, металл обезуглероженной прослойки может быть более мягким, чем основной металл. Науглероженный металл должен иметь наибольшую твердость. Чисто плакирующий металл может иметь более высокую прочность в сравнении с основным металлом (и, очевидно, по сравнению с обезуглероженной прослойкой). Ясно, что обезуглероженная прослойка образуется в основном металле, а науглероженная – в плакирующем металле.

       Выявлены основные закономерности формирования различных структур в сварных соединениях колонных аппаратов, изготовленных из биметалла
(17ГС + 08Х13).

       В работе на основе анализа неустойчивости пластических деформаций и использования закона аддитивности получена аналитическая зависимость для расчетной оценки несущей способности цилиндрических конструктивных элементов с несплошностями и твердыми прослойками. Показано, что в ряде случаев наличие твердых прослоек может снижать несущую способность до 30 % и более.

       На следующем этапе настоящего исследования проведены статические испытания РДКБ- и РБЗН-образцов с различными геометрическими параметрами:   и . Образцы изготовлялись из низкомодульного хрупкого материала (органического стекла).

Установлено, что с ростом параметров mнв и разрушающая нагрузка (момент) = Q⋅/в (здесь – толщина образцов) возрастает (рисунок 11).

При достижении некоторой критической величины предельный параметр сохраняет постоянное значение (= const). В проведенных опытах критическое значение практически не зависит от величины mнв. Величина ≈ 5/3, как и в случае, когда mнв = 1,0.

В области ≤ относительная прочность РДКБ-образцов описывается следующей формулой: , (11)

где  Мс - разрушающий параметр нагрузки при данном значении , а значение Мс* соответствует РДКБ-образцам при ≥ (см. главу 2).

       В работе описаны особенности разрушений образцов.

Рисунок 12 – Зависимость от для РБЗН-образцов

Подобные испытания проводились на РБЗН-образцах (рисунок 12). Здесь также введены аналогичные параметры: = Qс⋅/в; α = /; mнв= Sн/Sв; = С1/S; mсs = ; mс* - параметр , соответствующий > для PДКБ-образцов. Величины в и mсs в PДКБ-образцах и РБЗН-образцах были одинаковыми (mсs = 5).

В РБЗН-образцах отмечаются те же закономерности, что и в РДКБ-образцах. Однако значения параметра нагрузки для СДКБ-образцов были заметно выше, чем для ДКБ-образцов (см. рисунок 12). При этом характер разрушения образцов обоих типов примерно одинаковый. Критические значения для РДКБ- и РБЗН-образцов практически одинаковые (). Если значение Мс разделить на Мс* для РБЗН-образцов, то зависимости α() для рассмотренных типов образцов практически совпадают и описываются одной и той же формулой (11).

В ряде случаев в элементах оборудования могут встречаться расслоения с перемычками (рисунок 13). При этом не исключена возможность появления в конструктивных элементах расслоений, не совпадающих с их срединной поверхностью (рисунок 13, б). В этих случаях Sн Sв. Очевидно, что при с = 0 получается элемент с расслоением без перемычки. В литературе не обнаружено данных по несущей способности цилиндрических элементов с перемычками как при с = 0, так при с0. Кроме этого, рассматривается наиболее общий случай, когда Sн Sв.

Эксперименты проводились на моделях, изготовляемых из органического стекла (см. рисунок 13). В образцах варьировали относительные параметры mсs
(mсs = С/Sн или mсs = С/Sв) и mнв (mнв = Sн / Sв). В ряде образцов изменяли величину mсs (mсs = /Sн или mсs = /Sв). С целью сравнительной оценки производили испытания образцов без перемычек (с = 0).

Рисунок 13 – Схемы образцов с перемычками между несплошностями

Для испытаний образцов с расслоениями и перемычками было изготовлено специальное шарнирное захватное устройство.

Для сравнительной оценки производили испытание базовых образцов типа ДКБ- и БЗН-образцов.

Подтверждено, что с увеличением параметра 2С1/S () несущая способность базовых образцов возрастает, и при определенных (критических) значениях прочность этих образцов достигает предельных значений. Дальнейший рост не оказывает влияния на их прочность. При этом значение составляет около 1,7.

Заметим, что в образцах с расслоением и перемычкой величина сохранялась постоянной ( = 2,0 > ), а варьировалось значение относительной протяженности перемычки = С/Sн. Установлено, что при одинаковых значениях С1, S и несущая способность образцов с расслоениями и перемычкой примерно в четыре раза больше несущей способности РБЗН-образцов (без перемычки). Это условие обеспечивается при критических значениях ( ≈ 0,35) (рисунок 14).

Здесь = Qc/Qc*; Qc – предельная нагрузка данного образца с фиксированным значением mсs, а Qc* - предельная нагрузка ДКБ-образца при .

       

Из этого рисунка видно, что значение mсs  заметно меньше, чем для ДКБ- и БЗН-образцов. На основании анализа, проведенного в данной работе, для ориентировочных расчетов коэффициента интенсивности напряжений в образцах с расслоениями и перемычкой в области значений и mсs > 1,5 предложена следующая формула: . (12)

       В области значений и для оценки относительной прочности образцов с расслоениями и перемычкой получена следующая формула:

.                       (12′)

       В дальнейшем проводились эксперименты по исследованию влияния местоположения расслоений по толщине образцов, т.е. при различных отношениях Sн/Sв = mнв. Установлено, что параметр φс в интервале 0,5 ≤ mнв ≤ 1,0 можно рассчитывать по формуле (12′) с корректировкой параметров и mсs.

       Таким образом, получены расчетные зависимости для определения напряженного и предельного состояний элементов с расслоениями, соединенными перемычкой.

       Как уже отмечалось ранее, в элементах нефтегазового оборудования встречаются перемычки, соединяющие несплошности (рисунок 15).

Рисунок 15 – Элемент (1) с несплошностями (2) с перемычкой (4)

        и сквозными повреждениями (3)

       Имеющееся теоретическое решение оценки для ДКБ-образцов (рисунок 1) имеет достаточно жесткие ограничения. В частности, формулы для определения КИН справедливы для сравнительно больших значений параметра С.

       Нами для оценки прочности перемычек предложена новая конструкция модели – четырехконсольная балка (ЧКБ-образец). Схема ЧКБ-образца показана на рисунке 16.

Рисунок 16 – Четырехконсольный образец (балка)

       Для ДКБ-образца при Sн = Sв величина КИН определяется по известной формуле: .  Как видно, в это выражение не входит параметр С.

       Для оценки влияния параметра С на прочность ДБК-образцов проведены специальные эксперименты на образцах, изготовленных из хрупкого материала (органического стекла). На каждую серию экспериментов изготовили не менее 3-5 образцов.

       Результаты экспериментов показаны на рисунке 17. На этом рисунке по оси ординат отложены значения относительной прочности образцов φс = Qс/Qс*, а по оси абсцисс - mсs (mсs = С/2S). Здесь Qс – предельное (разрушающее) усилие (момент или напряжение) образца с текущим значением параметра mсs = С/2S. Величина Qс* соответствует ДКБ-образцу при С >> 1. Параметр Qс* может определяться на основании формулы (1). Показано, что в данных условиях опытов значение mсs* при Sн = Sв составляет около 5/3 (mсs* = 5/3).

Рисунок 17 – Зависимость от mсs

       В ряде случаев Sн ≠ Sв. В этом случае mсs = Sн / S. Критические значения  mсs* такие же, как и при Sн = Sв (mсs ≈ 5/3). Отличие состоит в том, что, например, при
Sн < Sв происходит увеличение l/Sн.

       Аналогичные изменения φc в зависимости от mсs наблюдаются и для четырехконсольных образцов (рисунок 18). Однако, в этом случае величина mсs* ≈ 0,75, что примерно вдвое меньше. Это говорит о том, что при одинаковых значениях mсs прочность ЧКБ-образцов заметно выше, чем ДКБ-образцов. Этот феномен на данном этапе можно объяснить следующим. Во-первых, в ЧКБ-образцах с незначительными значениями mсs область действия сжимающих напряжений охватывает большую часть металла перемычки. Во-вторых, при сближении вершин несплошностей происходит самокомпенсация сингулярных напряжений. По-видимому, эти факты обуславливают экстремальный характер зависимости φc (mсs) (рисунок 19).

       Необходимо отметить, что в результате исследований получена следующая единая формула для определения относительной прочности ДКБ- и ЧКБ-образцов:

,                         (13)

где mнв = Sн/Sв; = l/Sн (или l/Sв); k – эмпирический коэффициент.

       При Sн  = Sв получается следующая формула:

 

где, как и ранее,  mсs = С/2S; = /S.

       Установлено что для ДКБ- и ЧКБ-образцов величина k составляет соответственно около 1,75 и 0,75.

       На основании формулы (13) можно получить расчетные критические значения mсs, при которых φс = 1: . (15)

 

  Рисунок 18 – Зависимость от

       

Здесь = Sн/Sв. При = 1,0 из формулы (15) вытекает следующая формула:

.                                 (16)

       Критическое значение mсsкр возрастает прямо пропорционально с ростом параметра mсs. При фиксированных значениях mсs и k величина mсsкр зависит обратно пропорционально от параметра (mнв =  Sн/Sв).

       Таким образом, предложена новая конструкция образцов (ЧКБ-образцы) для оценки прочности перемычек между несплошностями. Установлены и описаны закономерности несущей способности ДКБ- и ЧКБ-образцов в зависимости от их геометрических параметров.

       Базируясь на основных результатах исследований, приведенных в предыдущих главах, разработана усовершенствованная технология ремонта конструктивных элементов оборудования с обнаруженными при диагностике протяженными металлургическими несплошностями. Особенностью разработанной технологии ремонта является то, что в ней даны научно обоснованные рекомендации по безопасному сроку эксплуатации конструктивных элементов оборудования после выполнения ремонтно-сварочных работ без остановки перекачки.

       С целью снижения  трудоемкости ремонтных работ предлагается обваривать конструктивный элемент (цилиндр или трубу) с расслоением двумя или более кольцевыми швами так, чтобы обеспечивалось проплавление поверхности расслоения. При этом два крайних сварных шва могут явиться барьерами в случае распространения расслоения в продольном направлении. Для того чтобы обеспечивать достаточную несущую способность элемента с протяженным расслоением, необходимо накладывать несколько дополнительных кольцевых швов в зависимости от протяженности расслоения. Степень упрочнения трубы с несплошностью после наложения дополнительных швов оценивается отношением расстояния между швами В к диаметру трубы Д (mвд = B/D).

       В ряде случаев в зависимости от протяженности несплошностей можно использовать несколько коротких ремонтных муфт, устанавливаемых, например,  по торцам дефекта и по его середине.

       Анализ полученных ранее результатов показал возможность применения для ремонта металлургических несплошностей муфт с пониженной металлоемкостью (или то же самое, что меньшей толщины). Установлено, что степень снижения толщины стенок ремонтных муфт  (Кδ = Sм/S, где Sм и S - соответственно толщины стенок муфты и ремонтируемой трубы) прямо пропорционально падает с уменьшением параметра mвд. К примеру, четырехкратное снижение mвд приводит к уменьшению металлоемкости муфты в четыре раза. С целью достижения такого эффекта необходимо усиливать концевые участки муфт. Для этого в работе обоснован ряд технических решений, которые регламентированы методическими рекомендациями МР ОБТ-8-03.

       Четвертая глава посвящена разработке методов расчета и повышения характеристик безопасности эксплуатации оборудования с конструктивными несплошностями.

       Конструктивные несплошности, в основном, образуются между поверхностями двух цилиндрических (или сферических) элементов, привариваемых друг к другу угловыми (или специальными) швами. При этом один из элементов преимущественно играет роль укрепления (повышения несущей способности)  другого (основного) элемента.

       Конструктивные несплошности создаются преднамеренно с целью укрепления отверстий и повышения несущей способности тонкостенного оборудования путем изготовления его в двухслойном или многослойном исполнении. Конструктивные несплошности возникают также в соединениях типа охватываемых и охватывающих базовых элементов, в частности в соединениях корпусов вертикальных аппаратов с опорными обечайками. В горизонтальных аппаратах и сосудах несплошности возникают между поверхностями их корпусов и приварных накладок, устанавливаемых на опорных участках, а также на участках временного приложения сосредоточенных сил, и др.

       Предложенные в работе рекомендации использованы при изготовлении нефтегазового оборудования в ОАО «Салаватнефтемаш».

       К конструктивным несплошностям можно отнести те, которые образуются при ремонте сквозных повреждений на трубопроводах с помощью ремонтных хомутов.

       В работе описан основной принцип укрепления ослабленных (отверстиями, повреждениями и др.) элементов оборудования и трубопроводов. Получена формула для оценки коэффициента концентрации напряжений для усиленных и неусиленных сквозных повреждений (отверстий).

В плане несущей способности цилиндрических элементов с накладными элементами значительную роль играют сварные угловые швы. Ра­ботоспособность угловых швов можно повышать рациональным выбором их свойств и размеров.

Первое направление - сварка угловых швов с повышенными значения­ми коэффициента трещиностойкости Кс. Второе направление связано с выбором оптимальных геометрических параметров накладных элементов.

Повышения Кс можно достичь выбором соответствующих сварочных электродов, оптимальных режимов сварки, термической обработки в процес­се сварки или после выполнения сварки и др. Второе направление, в основ­ном, может быть реализовано соответствующим выбором параметров гео­метрии угловых швов.

В ряде случаев не исключена возможность попадания внутреннего давления в полость между обечайкой (трубой) и накладным элементом (рисунок 20). В этом случае указанные проблемы значительно обостряются.

В связи с этим возникает ряд нерешенных проблем по оценке и повышению работоспособности элементов оборудования с несплошностями в экстремальных условиях.

Во многих случаях конструктивные элементы оборудования с повреждениями ремонтируются с применением накладок различных форм. В результате этого в оборудовании появляются конструктивные несплошности (рисунок 20). При этом не исключена возможность попадания в полость между ремонтируемым конструктивным элементом и накладками внутреннего давления, например в связи с образованием сквозного повреждения либо в накладке (рисунок 20, б), либо в ремонтируемом цилиндрическом (сферическом) элементе (рисунок 20, а).

В этих случаях давление конструктивной несплошности вызывает расклинивающее действие, и в области сварных угловых швов возникают значительные краевые моменты Мо. Для оценки величины Мо воспользуемся решением задачи о напряженном состоянии цилиндрического элемента с жестко защемленными торцами (см. главу 2).

Введем следующие обозначения: - длина муфты; Д = 2R – диаметр цилиндрического элемента; Sн и S  - толщины соответственно накладки и цилиндрического элемента. Заметим, что напряжения от поперечных сил значительно меньше таковых от действия краевых моментов. Поэтому влиянием поперечных краевых сил в расчетах будем пренебрегать.

Установлено, что коэффициент концентрации напряжений от изгибающего момента (ασ) для сравнительно длинных ремонтных цилиндрических накладок (муфт) при /Д > 0,2 составляет около 12μ , где μ - коэффициент Пуассона. С уменьшением /Д величина ασ заметно снижается (практически прямо пропорционально параметру /Д):  ασ = 2м/Д. Заметим, что тензометрирование сосудов с кольцевыми угловыми швами при /Д ≈ 2,4 и Sм = S показало, что ασ ≈ 4,0, что несколько больше найденного теоретического значения. Отметим, что величина ασ  определялась по отношению осевых (продольных) напряжений в трубе  σz (σz = РД/4S). Любопытно, что найденное значение ασ (ασ = 4,0) совпадает со значением ασ  для сварного соединения со смещением кромок: ασ = 1 + 3с/S, где  с – смещение кромок. Для нахлесточного соединения с = S, следовательно, ασ = 4,0. Для случая, когда Sн S, можно получить: ασ = 1+1,5(1+ms), где ms = Sн/S. Если Sн = S, то ασ = 4.

Из теории пластичности известно, что предельный изгибающий момент (Мс) можно определять по следующей формуле: Мс = σв⋅wS, где σв – временное сопротивление металла накладки, а wS – пластический момент сопротивления сечения накладки. С учетом величины Мс и формулы для оценки Мо (Мо = μРRSм) получаем следующее выражение для определения предельного давления цилиндрического накладного элемента: Рс = Sмσв/2μ⋅Д. Предельное давление обечайки (трубы) без повреждения и накладки равно Рс*≈ 2S⋅σв/Д. Поделив значение Рс на Рс*, получим значение коэффициента несущей способности φс: φс = Sм/4μ S. При Sм = S и μ = 0,3 (для сталей) φс ≈ 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/Sм≥ 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; μ - 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 σ – 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 σс/σсб = Уб/У, где σс и σсб – 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

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 α < 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 φс = 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 α) более эффективнее, чем увеличение основания углового шва.

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

Кривые зависимости φс(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   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 φс 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 ОАО «Салаватнефтемаш» (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, δ5 = 20 %).

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

       Расстояние между швами: на трубе 1 - 330 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.

       

       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.

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 (σт≈ 365 МПа, σв ≈ 520 МПа, δ10 ≈ 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 φс = Qc/Qc*, (Qc – разрушающее усилие при текущем значении mсs = С/S, а значение Qc* представляет собой предельное разрушающее усилие для ДКБ-образцов при ).

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

Кривые φс(mсs) для обоих типов образцов описываются одной и той же зависимостью:  φс = 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 φс = 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 μ = 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).

       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 ОАО «Салаватнефтемаш» 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

       

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 αтр: 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. Р.С. Зайнуллиным (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 αтр означает, что .

       Поскольку наибольшую опасность для цилиндрических конструктивных элементов представляют трещины, то здесь, в основном, рассматривались модели, представленные на рисунке 35.

       Разрушающие окружные напряжения можно представить в следующем виде: ,  (33)

где kh – коэффициент, учитывающий степень ослабления рабочего сечения элемента (kh ≤ 1,0);  – коэффициент, поддерживающий эффект коротких трещин (k ≥ 1,0); kφ – коэффициент, учитывающий наклон трещин к продольной оси трубопровода (kφ ≥ 0); kγ – коэффициент, учитывающий наклон трещин к радиальному направлению (kγ ≥ 0). В работе даны соответствующие формулы для оценки коэффициентов, входящих в формулу (33).

       Особую опасность для конструктивных элементов оборудования представляют различные комбинации несплошностей. Этот вопрос в литературе изучен недостаточно полно.

       В связи с этим нами проведены исследования влияния различных комбинаций несплошностей на несущую способность конструктивных элементов оборудования.

       В частности, проведены испытания на растяжение образцов из органического стекла (рисунок 36) с несплошностями и сварными швами с дефектами (подрезами).

       

Любопытно, что образцы с несплошностями и без них разрушались примерно при одинаковой нагрузке ≈ 290 кг. Наличие сварных швов с усилением q (q = 5 мм) заметно снижает несущую способность образцов. Это объясняется тем, что в моделях специально создавали острый переход от металла шва к основному металлу. Как известно, острые углы можно приводить к эквивалентным трещинам (РД 39-0147103-387-87). Для этого усиление шва q необходимо умножить на коэффициент эквивалентности kэ: , где глубина эквивалентной трещины (рисунок 37).

Установлено, что величину kэ в зависимости от угла β можно определять по формуле .

       В дальнейшем прочность модели рассчитывается в соответствии с
РД 39-0147103-387-87.

       Показано, что расчетные значения для образца по рисунку 36, а составляют около 281 кгс, что близко к экспериментально полученному значению . Аналогичные результаты получаются для образцов с несплошностью и подрезом (рисунок 36, б). В работе установлены закономерности изменения несущей способности моделей с пересекающимися несплошностями и трещинами различных размеров, когда вершина несплошности может оказаться в окрестности патрубков и др.

       В литературе имеется достаточно много публикаций, в которых дается аналитическая зависимость для оценки предельных нагрузок для моделей с несплошностями в условиях вязкого разрушения (Л.М. Качанов и др.). Однако эти формулы можно применять для оценки несущей способности элементов с протяженными трещиноподобными дефектами.

       В работе произведена оценка несущей способности элементов с несплошностями различных конфигураций и размеров с учетом их протяженностей.

       Показано, что уменьшение протяженности способствует уменьшению номинальных напряжений, а следовательно, несущей способности элементов. Этот эффект назван поддерживающим эффектом.

       Шестая глава посвящена оценке ресурса безопасной эксплуатации оборудования с несплошностями в конструктивных элементах.

       Безопасность эксплуатации конструктивных элементов оборудования определяется соотношением параметров несущей способности R(t) и нагрузки Q(t). Отношение этих параметров до начала эксплуатации представляет собой коэффициент запаса прочности n0 :  n0 = R0/Q0. Пересечение кривых R(t) и Q(t) дает величину долговечности tр (времени до разрушения) конструктивного элемента. При этом безопасный срок эксплуатации [t] определяется по долговечности tр с учетом коэффициента запаса долговечности nt: [t] = tр/nt. Значение nt устанавливается по справочным материалам или экспертным путем. Очевидно, что если n0 = const
(или-Q0 =-R0 = const), то оборудование будет иметь неограниченную долговечность: tр = tр(1) = ∞. Если n0 ≠ const, то конструктивный элемент будет иметь ограниченную долговечность, зависящую от интенсивности изменения параметров  и-R(t). Наименьшей долговечности соответствует случай, когда происходят одновременно снижение несущей способности-R и увеличение параметра нагрузки-Q. Максимальная долговечность конструктивного элемента  отмечается при -Q = const и -R0  ≠ const.

       Повышение безопасности оборудования при проектировании возможно путем уменьшения параметра нагрузки-Q и повышения несущей способности-R. В процессе эксплуатации долговечность участка трубопровода можно повышать путем увеличения-R проведением ремонта. Аналогичного эффекта можно достичь путем переиспытаний оборудования повышенным давлением, приводящим к снижению уровня остаточной дефектности, и др. В ряде случаев повышение безопасного срока эксплуатации возможно за счет реконструкции, в результате которой происходит уменьшение параметра нагрузки-Q.

Кинетика изменения параметра несущей способности преимущественно определяется сложными процессами водородного и деформационного охрупчивания и деформационного старения металла конструктивных элементов. Рост параметра при эксплуатации оборудования, в основном, обусловлен циклической и механохимической повреждаемостью конструктивных элементов оборудования. Установлено, что долговечность (в годах) конструктивных элементов оборудования, работающего под действием циклических нагрузок, описывается степенным законом в зависимости от отношения :

где А и m – константы; ; tр* – константа (1 год).

Установлено, что А = 0,0275; m = 12,5. Эта зависимость отражена на рисунке 38. Вместо в формулу (34) можно подставить предельное давление (напряжение) элемента с дефектами или без них (РПР), максимальное давление при гидравлических испытаниях (РИ), предельное давление элементов после ремонта (РРЕМ) или реконструкции (РРЕК), вместо – величину рабочего давления (Р). Зависимость показана на рисунке 39.

       Очевидно, что отношение представляет собой начальное (до эксплуатации) значение коэффициента запаса прочности .

       В условиях механохимической повреждаемости взаимосвязь tр и n0 описывается следующей аналитической зависимостью:

,         (35)

где S0 – толщина стенки конструктивного элемента; υ – скорость коррозии ненапряженного металла; КМХП – коэффициент механохимической повреждаемости (КМХП > 1,0). Зависимость от nо показана на рисунке 39. В ряде случаев неучет МХП может привести к заметному завышению ресурса безопасности эксплуатации оборудования.

       В общем случае скорость коррозии зависит от большого количества факторов, которые можно объединить в четыре основные группы: связанные с металлом (М), рабочей средой (РС), напряженно-деформированным состоянием (НДС) и временем t: υ = ƒ(М, РС, НДС). В некоторых случаях для оценки влияния механического фактора (НДС) на коррозионное повреждение металла величину υ удобно представлять в следующем виде: υ = υ0⋅ƒ(НДС), где υ0 – скорость коррозии металла без учета НДС. Причем υ0 = φ(М, РС). Таким образом, учитываются все факторы коррозионного воздействия на металл.

       В настоящей работе, базируясь на основных положениях механохимии металла и механики разрушения (Э.М. Гутман, Р.С. Зайнуллин), предложено следующее уравнение для описания диаграммы длительной статической коррозионной трещиностойкости в координатах «скорость роста коррозионной трещины dHk / dt = υ – коэффициент интенсивности напряжений К1»:

где  μ – коэффициент Пуассона (μ = 0,3); r – полярная координата. Коэффициент интенсивности напряжений определяется по формулам, приведенным в главах 2-5.

       В общем случае долговечность (время до полного разрушения) конструктивного элемента tр определяется интегрированием уравнения (36) в пределах от 0 до tр и от К10 до Кск (Кск – величина КИН в данной коррозионной среде):

где (К1) = Нк. Заметим, что это выражение справедливо при К10 > К1SCC, где К1SCC – пороговое значение КИН. Как известно, при К1 ≤ К1SCC трещина не распространяется.

       В работе получена соответствующая аналитическая зависимость для определения tр, не прибегая к численным расчетам, а также значений КМХП.

Основные выводы по работе

       1. Базируясь на основных положениях и достижениях механики разрушения, теории оболочек и пластичности, получены аналитические зависимости для определения напряженного и предельного состояний предложенных новых базовых моделей для оценки характеристик безопасной эксплуатации нефтегазохимического оборудования и трубопроводов с несплошностями различного происхождения. Получены формулы для расчетов коэффициентов интенсивности напряжений, краевых сил и моментов, предельных нагрузок для базовых моделей с несплошностями.

       2. Раскрыт механизм образования технологических несплошностей в конструктивных элементах оборудования из низколегированных сталей и биметаллов. Показано, что большинство конструктивных элементов с несплошностями обладают значительной механической неоднородностью, заключающейся в наличии в них мягких и твердых участков (прослоек).

       На основе анализа неустойчивости пластических деформаций и закона аддитивности получены формулы для расчета несущей способности цилиндрических (сферических) конструктивных элементов оборудования с несплошностями с учетом механической неоднородности. Показано, что в ряде случаев возможно заметное снижение несущей способности цилиндрических конструктивных элементов с замкнутыми несплошностями и твердыми (хрупкими) прослойками.

       3. На основе предложенного экспериментально-аналитического метода оценки КИН по предельным нагрузкам получена аналитическая зависимость для расчетов несущей способности конструктивных элементов оборудования с технологическими несплошностями с учетом коррозионного повреждения, наличия перемычек между ними, несимметричности их расположения.

       Предложена новая конструкция образца (ЧКБ-образец) для оценки несущей способности перемычек между несплошностями. Установлен аномальный факт повышения прочности перемычек с уменьшением их ширины. Получены формулы для оценки КИН в ЧКБ-образцах.

       Полученные основные результаты легли в основу методов повышения характеристик безопасности оборудования с технологическими протяженными несплошностями путем создания усовершенствованной технологии ремонта конструктивных элементов.

       4. Проведена оценка напряженного и предельного состояний оборудования с конструктивными несплошностями, возникающими в результате приварки на него укрепляющих накладных элементов различных конструкций. Даны научно обоснованные рекомендации по повышению ресурса накладных элементов, которые использованы в нормативно-технических документах, согласованных с компетентными органами.

       На основе полученных результатов исследования предложен и экспериментально подтвержден метод повышения эффективности усилительных накладок, базирующийся на рациональном выборе размеров, в частности ширины. В ряде случаев реализация в производстве разработанного метода может значительно снизить металлоемкость и трудоемкость сборочно-сварочных работ при установке накладных усилительных элементов. Проведенные натурные испытания подтвердили правомерность предложенного технического решения.

       5. Разработаны методы повышения прочности концевых участков элементов с конструктивными несплошностями, основанные на применении двойных угловых швов, позволяющие в 2,5 раза повысить их несущую способность.  Проведенный комплекс лабораторных и натурных испытаний подтвердил целесообразность применения двойных угловых швов. Предложенное техническое решение использовано в ОАО «Салаватнефтемаш» при производстве сосудов, аппаратов и сильфонных компенсаторов.

       Предложен и реализован ряд научно-технических решений по оценке и повышению ресурса ремонтных хомутов путем их соответствующей реконструкции. Результаты исследования положены в основу нормативного документа, согласованного с компетентными органами.

       Предложена и обоснована новая конструкция накладного элемента с закругленным патрубком, позволяющая повышать характеристики работоспособности оборудования.

       В ОАО «Салаватнефтемаш» изготовлена партия накладных элементов с патрубками.

       Определены основные параметры безопасного ведения ремонтных работ при приварке накладных элементов на напряженные конструктивные элементы. Проведен анализ снятия сварочных напряжений при выполнении ремонтных работ при приварке накладных элементов на действующем оборудовании. Показано, что при ведении ремонтно-сварочных работ на напряженных элементах происходит самопроизвольное снятие остаточных напряжений.

       6. Проведена оценка коэффициентов несущей способности конструктивных элементов оборудования с эксплуатационными несплошностями.

       Получена аналитическая зависимость для оценки поддерживающего эффекта в конструктивных элементах с различными несплошностями.

       Разработана методика расчета КИН и несущей способности конструктивных элементов с комбинированными несплошностями.

       7. Предложены методы оценки ресурса конструктивных элементов с несплошностями с учетом модифицированного кинетического уравнения механохимической повреждаемости.

       Разработана методика расчетов ресурса безопасной эксплуатации элементов с несплошностями по критериям циклической трещиностойкости.

       Предложен и обоснован инженерный метод определения ресурса конструктивных элементов оборудования с несплошностями в условиях циклического (пульсирующего) изменения внутреннего давления.

Основные результаты работы опубликованы в следующих научных трудах:

Монографии

       1. Особенности термодеформационных процессов ремонтно-сварочных работ на напряженных трубах / Р.С. Зайнуллин, В.А. Воробьев, Л.Р. Абдуллин, Н.А. Васильев. – Уфа: РИО РУМНЦ МО РБ, 2005. – 136 с.

       2. Абдуллин Л.Р., Мухаметшин Р.Р. Оценка степени опасности и повышения ресурса трубопроводов с протяженными расслоениями / Под ред. Р.С. Зайнуллина. – Уфа: МНТЦ «БЭСТС», 2006. – 94 с.

       3. Абдуллин Л.Р., Мухаметшин Р.Р. Повышение и оценка ресурса трубопроводов с накладными элементами / Под ред. Р.С. Зайнуллина. – Уфа: МНТЦ «БЭСТС», 2006. – 114 с.

       4. Мельникова Н.А., Абдуллин Л.Р. Совершенствование технологии ремонта действующих трубопроводов со сквозными повреждениями. – Уфа: МНТЦ «БЭСТС», 2006. – 57 с.

       5. Обеспечение безопасности транспортировки нефтегазопродуктов / А.Г. Гумеров,
К.Б. Пуликовский, Р.С. Зайнуллин, В.А. Воробьев, Л.Р. Абдуллин. – Уфа: Изд-во «Безопасность эксплуатации сложных технических систем», 2007. – 211 с.

       6. Ресурс оборудования с несплошностями / Е.М. Морозов, А.Г. Гумеров, Р.С. Зайнуллин, Л.Р. Абдуллин. – Уфа: Изд-во «Безопасность эксплуатации сложных технических систем», 2008. – 215 с.

Публикации в ведущих рецензируемых научных журналах и изданиях,
рекомендованных ВАК Министерства образования и науки РФ

       1. Зайнуллин Р.С., Воробьев В.А., Исмагилов М.А., Абдуллин Л.Р. Ремонт трубопроводов с коррозионными дефектами // Башкирский химический журнал. – 2005. – Т. 12. – № 4. – С. 102-105.

       2. Гумеров А.Г., Зайнуллин Р.С., Воробьев В.А., Исмагилов М.А., Абдуллин Л.Р. Реконструкция ремонтных хомутов трубопроводов для повышения надежности их работы // Нефтяное хозяйство. – 2006. – № 2. – С. 96-97.

       3. Абдуллин Л.Р., Мельникова Н.А., Мухаметшин Р.Р., Худякова Л.П. Расчетная оценка остаточного ресурса труб со сквозными трещиноподобными повреждениями // Башкирский химический журнал. – 2006. – № 5. – С. 91-92.

       4. Гумеров А.Г., Абдуллин Л.Р. Повышение эффективности ремонтных накладок // Нефтяное хозяйство. – 2007. – № 12. – С. 96-97.

       5. Абдуллин Л.Р., Халимов А.А. Оценка предельного состояния элементов нефтепромыслового оборудования (сосудов, аппаратов, трубопроводов) с металлургическими несплошностями и их очагами // Нефтепромысловое дело. – 2007. – № 10. – С. 42-44.

       6. Гумеров А.Г., Зайнуллин Р.С., Абдуллин Л.Р. Оценка напряженного и предельного состояний элементов оборудования с эксплуатационными несплошностями // Нефтяное хозяйство. – 2008. – № 1. – С. 102-103.

       7. Абдуллин Л.Р. Расчет прочности элементов оборудования с несимметрично расположенными технологическими расслоениями // Нефтепромысловое дело. – 2008. – № 1. – С. 32-34.

       8. Гумеров А.Г., Абдуллин Л.Р. Накладные элементы с отбортовочными патрубками // Нефтяное хозяйство. – 2008. – № 2. – С. 89-90.

       9. Абдуллин Л.Р. Оценка напряженного и предельного состояния элементов оборудования с конструктивными несплошностями // Нефтепромысловое дело. – 2008. – № 2. – С. 50-51.

10. Абдуллин Л.Р. Исследование влияния деформационного старения на остаточный ресурс нефтепромыслового оборудования и трубопроводов // Нефтепромысловое дело. – 2008. – № 3. – С. 23-28.

Нормативно-технические материалы

       1. Повышение остаточного ресурса трубопроводов с накладными элементами: Руководящий документ. – Салават: Салаватская городская типография МП РБ, 2000. – 20 с.

       2. МР ОБТ 2-03 «Оценка качества труб по механическим свойствам»: Методические рекомендации. – Уфа: МНТЦ «БЭСТС», 2003. – 16 с.

       3. МР ОБТ 4-03 «Оценка степени опасности дефектов и приоритетности ремонта трубопроводов»: Методические рекомендации. – Уфа: МНТЦ «БЭСТС», 2003. – 39 с.

       4. МР ОБТ 8-03 «Технология ремонта действующих трубопроводов накладными элементами»: Методические рекомендации. – Уфа: МНТЦ «БЭСТС», 2003. – 65 с.

       5. МР ОБТ 10-03 «Технология сварочных работ на трубопроводах под избыточным давлением»: Методические рекомендации. – Уфа: МНТЦ «БЭСТС», 2003. – 10 с.

       6. Временная инструкция по применению нестандартных накладных элементов для ремонта внутрипромысловых трубопроводов со сквозными коррозионными дефектами для предприятий бизнес-единицы «Самотлор». – Уфа, 2006. – 16 с.

       7. СТП 2-07 «Оценка степени деформационного старения металла нефтегазового оборудования при производстве»: Стандарт предприятия / Л.Р. Абдуллин, Р.Р. Мухаметшин,
Р.А. Еникеев. – Уфа: Салаватнефтемаш, 2007. – 8 с.

       8. Технология сварочных работ на магистральной части магистральных нефтепродуктопроводов под избыточным давлением: Регламент. – Уфа: РИО РУМНЦ МО РБ, 2005. – 74 с.

Прочие публикации

       1. Абдуллин Л.Р., Абдуллин Р.С. Снижение металлоемкости и повышение ресурса сварных швов накладных усилительных элементов нефтепроводов и сосудов давления // Обеспечение работоспособности нефтепроводов и сосудов давления. – Уфа: МНТЦ «БЭСТС», 1999. – С. 61-70.

       2. Зайнуллин Р.С., Абдуллин Л.Р. Формирование сварочных напряжений при выполнении ремонтных работ на действующих сосудах и трубопроводах // Химическое и нефтегазовое машиностроение. – 2000. – № 3. – С. 37-38.

       3. Зайнуллин Р.С., Абдуллин Л.Р., Абдуллин Р.С. Повышение и оценка ресурса накладных усилительных элементов // Материалы Конгресса нефтегазопромышленников России. – Уфа, 2000. – С. 29-44.

       4. Абдуллин Л.Р. Повышение и оценка ресурса нефтехимического оборудования с накладными элементами: Автореф. ... канд. техн. наук. – Уфа, 2000. – 24 с.

       5. Абдуллин Л.Р., Абдуллин Р.С. Накладные элементы повышенного качества. – Салават: Салаватская городская типография МП РБ, 2000. – 44 с.

       6. Морозов Е.М., Абдуллин Л.Р. Напряженное и предельное состояния конструктивных элементов оборудования с технологическими несплошностями. – Уфа: МНТЦ «БЭСТС», 2002. – 18 с.        

       7. Абдуллин Л.Р. Оценка остаточного ресурса конструктивных элементов оборудования (сосудов, аппаратов и трубопроводов) с технологическими несплошностями. – Уфа: МНТЦ «БЭСТС», 2004. – 20 с.

       8. Мирсаев Р.Н., Абдуллин Л.Р., Ешмагамбетов Б.С. Натурные испытания труб с кольцевыми нахлесточными швами // Мониторинг и безопасность трубопроводных систем. – Уфа, 2005. – № 4. – С. 5-6.

       9. Особенности применения нестандартных ремонтных накладных элементов для трубопроводов / Р.С. Зайнуллин, В.А. Воробьев, М.А. Исмагилов, Л.Р. Абдуллин; под ред. акад. АН РБ А.Г. Гумерова. – Уфа, 2005. – 18 с.

       10. Абдуллин Л.Р., Мухаметшин Р.Р., Васильев Н.А. Проблемы проведения ремонтно-сварочных работ на трубопроводах, находящихся под давлением // Мониторинг и безопасность трубопроводных систем. – Уфа, 2005. – № 3. – С. 10-12.

       11. Мухаметшин Р.Р., Абдуллин Л.Р., Габбасов Д.Ф. Исследование термодеформационных процессов при выполнении ремонтно-сварочных работ на напряженных трубах // Мониторинг и безопасность трубопроводных систем. – Уфа, 2005. – № 3. – С. 13-17.

       12. Мухаметшин Р.Р., Ешмагамбетов Б.С., Абдуллин Л.Р. Повышение несущей способности и снижение металлоемкости ремонтных муфт // Прикладная механика механохимического разрушения. – Уфа: МНТЦ «БЭСТС», 2005. – № 2. – С. 18-20.

       13. Мухаметшин Р.Р., Абдуллин Л.Р., Герасимов А.В. Совершенствование технологии ремонта действующих промысловых оборудования и трубопроводов накладными элементами // Работоспособность и технологичность нефтепромыслового оборудования и трубопроводов. Матер. научн.-техн. семинара / Под ред. проф. Р.С. Зайнуллина и Р.С. Абдуллина. – Салават: ОАО «Салаватнефтемаш», 2006. – С. 12-17.

       14. Мухаметшин Р.Р., Мирсаев Р.Н., Абдуллин Л.Р. Оценка ресурса оборудования и трубопроводов по пределу трещиностойкости  // Ресурс и безопасность оборудования и трубопроводных систем: Сб. научн. тр. – Уфа: МНТЦ «БЭСТС», 2006. – С. 75-81.

       15. Мухаметшин Р.Р., Абдуллин Л.Р. Определение долговечности конструктивных элементов по коэффициенту запаса прочности при испытаниях // Ресурс и безопасность оборудования и трубопроводных систем: Сб. научн. тр. – Уфа: МНТЦ «БЭСТС», 2006. – С. 104-109.

       16. Абдуллин Л.Р., Габбасов Д.Ф. Основной подход к оценке ресурса // Ресурс и безопасность оборудования и трубопроводных систем: Сб. научн. тр. – Уфа: МНТЦ «БЭСТС», 2006. – С. 28-30.

       17. Зайнуллин Р.С., Абдуллин Л.Р., Абдуллин Р.С. Проблемы ремонтно-сварочных работ на действующих трубопроводах // Проблемы качества и безопасности в нефтегазохимическом комплексе: Сб. научн. ст. – Салават: Салаватнефтемаш, 2006. – С. 5-7.

       18. Зайнуллин Р.С., Абдуллин Л.Р. Оценка параметров термодеформационных процессов при сварке оборудования и трубопроводов под давлением // Проблемы качества и безопасности в нефтегазохимическом комплексе: Сб. научн. ст. – Салават: Салаватнефтемаш, 2006. – С. 8-14.

       19. Зайнуллин Р.С., Абдуллин Л.Р. Оценка и повышение ресурса трубопроводов после ремонта // Проблемы качества и безопасности в нефтегазохимическом комплексе: Сб. научн. ст. – Салават: Салаватнефтемаш, 2006. – С. 15-18.

       20. Абдуллин Л.Р. Расслоения в конструктивных элементах нефтегазового оборудования и трубопроводах. – Уфа, 2006. – 31 с.

       21. Мирсаев Р.Н., Абдуллин Л.Р. Особенности расчетов предельного состояния элементов сложной формы // Ресурс и безопасность оборудования и трубопроводных систем: Сб. научн. тр. – Уфа: МНТЦ «БЭСТС», 2006. – С. 60-74.

       22. Зайнуллин Р.С., Абдуллин Л.Р. Реконструкция ремонтных хомутов в приварные муфты // Ресурс и безопасность оборудования и трубопроводных систем: Сб. научн. тр. – Уфа: МНТЦ «БЭСТС», 2006. – С. 89-103.

       23. Абдуллин Л.Р. Определение скорости развития несплошностей в конструктивных элементах в условиях механохимической повреждаемости // Диагностика и ресурс нефтегазового оборудования. Матер. научн.-практ. семинара, посвященного празднованию 450-летия добровольного вхождения Башкирии в состав России (июль 2007 г.). – Уфа, 2007. – С. 55.

       24. Абдуллин Л.Р. Основные направления укрепления отверстий нефтегазохимического оборудования // Остаточный ресурс нефтегазового оборудования. Матер. семинара в рамках Международн. научн.-практ. конф. «Промышленная безопасность на взрывопожароопасных и химически опасных производственных объектах» (Уфа, 13-14 февраля 2008 г.). – Уфа, 2008. – С. 45-47.

       25. Халимов А.А., Абдуллин Л.Р. Опыт диагностики оборудования из биметаллов // Остаточный ресурс нефтегазового оборудования. Матер. семинара в рамках Международн. научн.-практ. конф. «Промышленная безопасность на взрывопожароопасных и химически опасных производственных объектах» (Уфа, 13-14 февраля 2008 г.). – Уфа, 2008. – С. 92-104.

 





© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.