WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!

Pages:     | 1 |   ...   | 8 | 9 || 11 | 12 |

скорость коррозии еще выше и составляет при потенциале плюс 0.2 В (МСЭ) – 65 мм/год (“нестойкие” по шкале коррозионной стойкости металлов) [55, 58, 73].

Следует отметить, что в условиях узких щелей и зазоров склонность к пассивации исследуемой стали резко падает, а сталь после провоцирующей термообработки в условиях исследования вообще не пассивируется, т.е. ведет себя как активная. Как свидетельствуют катодные поляризационные кривые, такое поведение стали 12Х18Н10 может быть связано с недостаточным количеством пассиватора (в основном кислорода) в среде, что одновременно приводит к сильному перенапряжению катодной реакции деполяризации.

Учитывая толщину стенки сильфонного компенсатора (0.4 мм) при постоянном действии анодной поляризации блуждающими токами, сквозное разрушение может произойти уже примерно через полгода после ввода его в эксплуатацию.

Таким образом, проведенные исследования позволяют выявить область потенциалов блуждающих токов, не вызывающих существенного усиления скорости коррозии сильфонных компенсаторов тепловых перемещений теплопроводов канальной прокладки из стали 12Х18Н10 не стабилизированных титаном или ниобием. Для рассматриваемых условий, сильфонные компенсаторы из стали 12Х18Н10 могут эксплуатироваться в области потенциалов блуждающих токов отрицательнее минус 0.1 В по МСЭ.

В настоящее время в литературе опубликовано большое количество работ, посвященных изучению коррозионно-усталостной прочности стали типа 18-10. Однако результаты этих исследований не могут в достаточной степени использоваться для изучения эксплуатационных характеристик гибких металлических трубопроводов, рукавов и компенсаторов, т.к. последние работают в области малоциклового нагружения и имеют ряд специфических, отличных от многоцикловой усталости особенностей [25, 26, 66, 82, 86 и др.], характер которых, особенно при воздействии коррозионно-активных сред еще исследован недостаточно, а литературные данные, касающиеся малоцикловой коррозионной усталости сталей типа 18-10, крайне ограничены.

Долговечность аустенитной нержавеющей стали 1Х18Н9Т при малоцикловом кручении в растворах щелочей и хлоридов при повышенной температуре исследовали в работе [100].

Испытанию при жестком нагружении подвергались трубчатые образцы с повышенным внутренним давлением 3.9 МПа на трех уровнях деформации с частотой 2 цикла в минуту. За критерием разрушения принимали появление сквозной трещины длиной 1-2 мм, приводящей к падению давления внутри образца. Зависимости деформации - число циклов до разрушения подчиняется уравнению Коффина-Менсона = С, хотя показатель степени различен для каждого конкретного случая. Показано, что концентрированные растворы щелочи (15; 30 % NaOH) и хлоридов ( 3-30 % NaCl и 42 % Mg Cl2) при повышенной (до 230 С) температурах значительно (в 3-17 раз) снижает долговечность сталей в упругопластической области. Установлена взаимосвязь процессов коррозионного растрескивания и малоцикловой усталости стали 1Х18Н10Т в горячем 42 % растворе Mg Cl2.

При аналогичных условиях проведения опытов изучали [101] возможность ингибиторной защиты стали 1Х18Н9Т от малоцикловой коррозионной усталости. В качестве ингибитора использован иодистый бензилхинолиний (2 г/л), так как это вещество достаточно эффективно тормозит общую коррозию сталей в кислотах и в растворах хлористого магния, а его защитные свойства сохраняются при повышенных температурах и не утрачиваются в течение длительного времени. Опыты показали, что долговечность стали в неингибированных растворах Mg Cl2 при высоком уровне деформации ( = 10-3) уменьшаются по сравнению с долговечностью на воздухе примерно в 2.5 раза, а при низком ( = 310-3) в 13 раз. В ингибированом растворе Mg Cl2 долговечность весьма существенно увеличивается и практически не отличается от значений полученных от образцов в воздухе, т.е. ингибитор практически полностью устраняет агрессивное действие среды. Импедансные измерения при частоте 10000 Гц свидетельствуют о преимущественном торможении ингибитором анодного процесса ионизации металла, что, по- видимому, и является одной из основных причин эффективного торможения процесса коррозионно-усталостного разрушения.

Влияние предварительного малоциклового нагружения в 3 %- ном растворе NaCl и на воздухе на прочность и структуру стали Х18Н10Т изучалось в работе [68]. Циклическое нагружение чистым изгибом осуществляли при комнатной температуре с частотой 30 циклов в минуту. Анализ полученных результатов показал, что изменение характеристик прочности и пластичности в процессе малоциклового нагружения, как в среде так и на воздухе, проходит в три стадии что соответствует современным представлениям теории малоциклового разрушения [50].

Во всех описанных выше работах [68, 100, 101] наибольшее снижение долговечности в коррозионных средах наблюдается при минимальных деформациях, что говорит о значительном влиянии коррозионного фактора, требующего времени для проявления своего действия. Характер зарождения и распостронения коррозионно-усталостной трещины зависит от изменения дислокационной субструктуры стали за счет влияния деформации и коррозионно-активной среды, первопричиной малоциклового разрушения сталей (в том числе типа 18-10) является чередующиеся процессы упрочнения- разупрочнения и соответствующие им изменения электрохимических свойств, ускоряемые воздействием коррозионно-активной среды [4, 30].

Исследования малоцикловой коррозионно-усталостной прочности проводили в условиях жесткого нагружения тонколистовых ( 0.4 мм) образцов из стали 12Х18Н10, в состоянии поставки и после провоцирующей термообработки, на воздухе и в 3 % -ном растворе хлорида натрия с одновременной анодной поляризацией, имитируя условия эксплуатации сильфонного компенсатора для тепловых сетей ЕАЛР. 302645 и возможное локальное нарушение пассивного состояния стали за счет питтингообразования при наличии хлорионов. Анодную поляризацию осуществляли от внешнего источника постоянного тока. В процессе испытаний потенциал поддерживали постоянным и регистрировали вольтметром относительно хлор-серебрянного электрода сравнения. Температура при проведении испытаний составляла 20...250 С. Методика коррозионно-усталостных испытаний приведена в главе 2.

Графики усталостной прочности при нагружении в малоцикловой области стали 12Х18Н10 в состоянии поставки приведен на рис. 5.5., а после провоцирующей термообработки на рис. 5.6. Результаты коррозионно-усталостных испытаний в 3 % растворе хлорида натрия приведены для этой стали после термообработки на рис. 5.7, а с анодной поляризацией при потенциале плюс 0.2 В по медно-сульфатному электроду сравнения на рис. 5.8.

Полученные зависимости числа циклов до разрушения от амплитуды (размаха, р, % = 2, %) упруго-пластической деформации во всех случаях хорошо описывается аналитически уравнением в форме Лэнджера [66, 67], полученного для области циклов упруго-пластического нагружения от минимальных до величин более 104 и дифференциации влияния упругой и пластической составляющих, из известного соотношения Мэнсона-Коффина [67 и др.].

-0.5 - = CN + (5.2) р 3G где р- размах упруго-пластической деформации;

1 с = ln -константа, зависящая от механических свойств материала;

2 1- k - коэффициент поперечного сужения образца, %;

Рис. 5.5 Кривая малоцикловой усталости стали 12Х18НРис.5.6 Кривая малоцикловой усталости стали 12Х18НРис.5.7 Кривая малоцикловой усталости стали 12Х18НРис.5.8 Кривая малоцикловой усталости стали 12Х18Н-1- предел выносливости, МПа (кгс/мм2);

G- модуль сдвига, МПа (кгс/мм2);

N- число циклов до разрушения.

Такой характер зависимости числа циклов до разрушения от амплитуды упруго-пластической деформации дает возможность использования результатов, полученных на плоских образцах, для оценки коррозионно-усталостной долговечности реальных гофрированных оболочек, как это было показано для малоцикловой усталости в работах А.П. Гусенкова, Б.Ю. Лукина, Г.В. Москвитина и др. [26, 27, 28, 29, 66, 86].

Усредненные значения малоцикловой прочности стали 12Х18Н10 на воздухе и в коррозионно-активной среде сведены в таблицу 5.1.

Малоцикловая прочность нержавеющей стали 12Х18Н10Т на воздухе и коррозионной среде Таблица 5.Состояние Состояние После После Поляризация р, % поставки поставки термооб- термооб- + 0.2 В (МСЭ), (воздух) (3 %-ном работки, работки, 3 %-ном NaCl NaCl) на возду- 3 %-ном хе NaCl 3.0 500 480 550 410 0.8 22000 20200 21000 19100 0.7 34000 32900 32500 31000 Как видно из результатов проведенных исследований, наблюдается обоснованное снижение долговечности стали 12Х18Н10 (и в состоянии поставки, и после термообработки) как в области ограниченной выносливости, при высоких уровнях размаха деформации (3 %), так и при умеренных режимах нагружения (0,7 – 0,8 % - основной режим работы) в присутствии коррозионной среды. Следует отметить некоторое незначительное снижение усталостной и коррозионно-усталостной долговечностей сплава, подвергнутого «провоцирующей» термообработке. Вместе с тем, обращает на себя внимание более сильное влияние в условиях МКУ внешней анодной поляризации на коррозионноусталостную долговечность при реальных режимах эксплуатации. Наблюдается более чем 2–х кратное снижение долговечности. В то же время в области ограниченной выносливости такого влияния поляризации не наблюдается. Это объясняется нами практически полным подавлением влияния коррозионной среды в этой области механическим фактором и согласуется с имеющимися литературными данными [55, 58, 98].

С целью выявления характера расположения и количества коррозионноусталостных трещин были проведены металлографические исследования образцов после коррозионно-усталостных испытаний при уровне деформации р=0.7 %.

Фотографии микротрещин и расположение коррозионно-усталостных трещин приведены на рис.5.9 и 5.10.

Рис. 5.9 Микроструктура стали 12Х18Н10 в условиях усталости на воздухе Рис. 5.10. Микроструктура стали 12Х18Н10 в условиях коррозионной усталости при поляризации Как видно из приведенных рисунков (при анодной поляризации), возрастает количество параллельных трещин, сопутствующих магистрально, что, очевидно, и вызывает уменьшение ресурса гибкой части компенсатора.

Учитывая результаты приведенных выше исследований и коррозионных изысканий можно сделать следующее заключение о причине и характере отказа сильфонного компенсатора для тепловых сетей.

Причиной разрушения в данном случае является коррозионная малоцикловая усталость в местах первоначальной питтинговой коррозии, обусловленной наличием хлор-ионов, частичной потери пассивности стали и многократно усиленная анодной поляризацией блуждающими токами.

Сильфонные компенсаторы данного типа из стали 18-10 (18-9) могут эксплуатироваться с установленным ресурсом, зависящим от величины упругопластической деформации, в условиях отсутствия блуждающих токов. При потенциале блуждающих токов + 0.2 В (по МСЭ) и положительнее, циклическая долговечность снижается в 2.5 раза.

При наличии анодных зон блуждающих токов установленный ресурс может быть обеспечен применением средств электрохимической защиты (электродренажная, протекторная, катодная) или секционированием сильфонных компенсаторов, путем их электроизоляции от теплопровода (например, сочленение с теплопроводом на фланцах через электроизоляционные прокладки.

Выводы Результаты проведенных исследований позволили сделать следующие основные выводы 1. Методами математической статистики с использованием параметра удельного количества аварий технологических трубопроводных систем и разработанных критериев опасности эксплуатации научно обосновано их разделение на участки с различной природой разрушения (почвенная коррозия, электрокоррозия) и степенью опасности. Это позволило установить очередность проведения противокоррозионных мероприятий с рациональным выбором способа электрохимической защиты на стадиях проектирования и эксплуатации.

2. Установлена возможность использования отвала Башкирского медносерного комбината в качестве основы активатора протекторной защиты, уменьшающего ток саморастворения при увеличении полезной токоотдачи протектора. Достигнуто повышение коэффициента полезного использования протектора в 1,5 раза при одновременном обеспечении более высокой степени стабильности поддержания защитного потенциала и его выхода на рабочий режим по сравнению с типовым протектором. Это способствует обеспечению промышленной безопасности эксплуатации подземных металлических сооружений и, в определенной мере, решает проблему утилизации отходов основного производства.

3. На основе анализа условий эксплуатации и коррозионно-механического поведения материала сильфонных компенсаторов тепловых перемещений трубопроводов установлено, что основной причиной их отказов является малоцикловая коррозионная усталость. Разрушению способствуют концентрация напряжений в местах питтинговой коррозии, обусловленной наличием хлор-ионов, анодная поляризация блуждающими токами в области потенциалов положительнее минус 0,1 В (МСЭ), снижающая долговечность более чем в 2 раза. Разработаны рекомендации по повышению промышленной безопасности узлов компенсации.

Литература 1. Абдуллин И.Г., Агапчев В.И., Давыдов С.Н. Техника эксперимента в химическом сопротивлении материалов: Учебное пособие. – Уфа: Изд-во Уфимск.

нефт. ин-та, 1985.-100 с.

2. Абдуллин И.Г., Бугай Д.Е., Гареев А.Г. Механизм малоцикловой коррозионной усталости гибких металлорукавов // Сб. Резервы повышения надежности оборуд. нефтеперерабат. и нефтехим. пром-сти. – Уфа, 1982.- С.170-181.

3. Абдуллин И.Г., Бугай Д.Е., Гутман Э.М. Определение малоцикловой усталости долговечности материалов металлоконструкций по кинетике изменения микродеформаций кристаллической решетки // Изв. Вузов. Нефть и газ.-1984.-№7.- С.

83-87.

4. Абдуллин И.Г., Гареев А.Г., Мостовой А.В. Коррозионно-механическая стойкость нефтегазовых трубопроводных систем: диагностика и прогнозирование долговечности. Уфа: Гилем, 1997.-177 с.

5. Абдуллин И.Г., Давыдов С.Н., Худяков М.А. и др. Коррозия нефтегазового оборудования: Учебное пособие.- Уфа: Изд. Уфим. нефт. ин-та, 1990.-72 с.

6. Абдуллин И.Г., Худяков М.А. Расчет и конструирование коррозионностойкого нефтегазового оборудования: Учебное пособие.- Уфа: Изд. Уфим. нефт. ин-та, 1992.-901 с.

7. Ажогин Ф.Ф. Коррозионное растрескивание и защита высокопрочных сталей от коррозии. – М.: Металлургия, 1984.-256 с.

8. Акользин П.А. Коррозия и защита металлов теплоэнергетического оборудования.- М.: Энергоиздат, 1982.-304 с.

9. Антикоррозионная защита городских газопроводов /Зайцев К.И., Притула В.В.

//Наука и техника. – 1997, № 3.

Pages:     | 1 |   ...   | 8 | 9 || 11 | 12 |



© 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.