Разработка комплекса экспериментального оборудования и методик коррозионно-механических испытаний тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.02.02, доктор технических наук Фот, Андрей Петрович

• Фот, Андрей Петрович
• доктор технических наук
• 1998

Оглавление диссертации доктор технических наук Фот, Андрей Петрович

СОДЕРЖАНИЕ

с.

1 ВВЕДЕНИЕ

2 ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ ОСНОВНЫХ ПОЛОЖЕНИЙ МЕТОДИКИ К0РР03И0НН0-МЕХАНИЧЕСКИХ ИСПЫТАНИЙ И КРИТЕРИИ ОЦЕНКИ КОРРОЗИОННОЙ СТОЙКОСТИ МАТЕРИАЛОВ

2.1 Виды коррозионных поражений металлических конструкций и механизм разрушения материалов при воздействии агрессивных сред

2.1.1 Коррозионное состояние насосно-компрессорных труб и трубопроводов

2.1.2 Коррозия коммуникаций и оборудования УКПГ

2.1.3 Анализ отказов оборудования и трубопроводов ОГКМ

2.1.4 Модель сероводородного растрескивания сталей

2.2 Сравнительный анализ методик коррозионно-механических испытаний материалов и выбор критериев оценки коррозионной стойкости материалов

2.2.1 Контроль коррозионного состояния оборудования

2.2.2 Анализ методов испытаний материалов на коррозионное растрескивание

2.2.3 Скорость деформации при экспресс-испытании материалов на сероводородное растрескивание

2.3 Критерии оценки коррозионной стойкости материалов и эффективности защитных мероприятий по повышению долговечности металлических конструкций, работающих в сероводородсодержащих средах

2.3.1 Сопротивление сталей сероводородному растрескиванию

2.3.2 Пороговые напряжения

2.3.3 Сопротивление сероводородному растрескиванию металла швов, выполненных различными сварочными материалами____85

2.3.4 Оценка эффективности защитных покрытий

2.3.5 Защитные свойства ингибиторов сероводородного растрескивания

2.4 Выводы и постановка задач исследований

3 КОМПЛЕКС ЛАБОРАТОРНО - ПРОИЗВОДСТВЕННОГО ОБОРУДОВАНИЯ

ДЛЯ К0РР03И0НН0-МЕХАНИЧЕСКИХ ИСПЫТАНИЙ

3.1 Основные характеристики оборудования для механических

и коррозионно-механических испытаний материалов

3.2 Образцы для коррозионно-механических испытаний

3.3 Лабораторные испытательные установки и стенды

3.3.1 Двухпозиционная установка КМУ-5-2

3.3.2 Установка КМУ - 5 - 2И

3.3.3 Восьмипозиционные лабораторные разрывные машины

3.3.3.1 Стационарный испытательный стенд КМС - 5 - 8

3.3.3.2 Машина МР - 5 - 8В (общее исполнение)

3.3.3.3 Машина МР-5-8В (вариант лаборатории ОГУ)

3.4 Вспомогательное оборудование и приспособления для коррозионно-механических испытаний

3.5 Устройства для испытаний материалов на коррозионное растрескивание при постоянной нагрузке

3.6 Лабораторно-производственное испытательное оборудование

3.6.1 Разрывные машины-зонды

3.6.2 Шестипозиционные разрывные машины и стенды

3.6.3 Производственные испытательные стенды

3.7 Выводы

4 МЕТОДИКА РАСЧЕТА ХАРАКТЕРИСТИК НАГРУЖАТЕЛЕЙ

МНОГОПОЗИЦИОННЫХ РАЗРЫВНЫХ МАШИН (МРМ) И ПРИВОДОВ С ЗАМКНУТЫЙ ДИФФЕРЕНЦИАЛАМИ (РЗД)

4.1 Методика расчета характеристик нагружателей многопозиционных разрывных машин для механических испытаний

4.2 Теоретические и экспериментальные исследования при определении параметров многопозиционных нагружателей

4.2.1 Функциональные характеристики программ для построения моделей

4.2.2 Анализ результатов математического эксперимента

4.2.2.1 Исходные данные для расчета

4.2.2.2 Приведение значений податливостей элементов МРМ

4.2.2.3 Первый случай приведения

4.2.2.4 Второй случай приведения

4.2.2.5 Приведение податливостей к вращающемуся промежуточному звену

4.2.3 Регрессионные зависимости силовых характеристик МРМ

4.2.4 Расчетные значения характеристик МРМ

4.2.5 Определение значений параметров элементов разрывных машин для коррозионно-механических испытаний

4.2.5.1 Расчет значений податливости образца при растяжении

4.2.5.2 Податливость деталей в форме усеченного конуса

4.2.5. 3 Податливость подшипников

4.2.5.4 Контактная* податливость сопряженных поверхностей

деталей

4.2.5.5 Контактная податливость в резьбовом соединении

4.2.5.6 Контактная податливость в клиновом соединении

4.2.5.7 Податливость соединительной муфты

4.2.5.8 Податливость червячной передачи

4.2.5.9 Податливость зубчато-винтовой передачи

4. 2. 6 Экспериментальная проверка результатов теоретического

расчета значений податливости

4.2.6.1 Экспериментальное определение податливости разветвленной части МРМ

4.2.6.2 Экспериментальное определение податливости неразветвленной части МРМ

4.2.7 Последовательность проектирования многопозиционных разрывных машин

4.2.8 Рекомендации по эксплуатации МРМ при проведении испытаний

4.3 Особенности приводов разрывных машин для коррозионно-механических испытаний в лабораторных и производственных условиях

4.4 Оптимизация параметров механизмов с замкнутыми дифференциалами

4.4.1 Передаточное отношение РЗД

4.4.2. Особенности кинематических схем РЗД и условия обеспечения больших передаточных отношений

4.4.3. Определение передаточных отношений РЗД

4.4.4 Подбор чисел зубьев РЗД

4.4.4.1 Общие положения

4.4.4.2 Описание программы для нахождения выборок при определении значений чисел зубьев РЗД с помощью

версий

4.4.4.3 Пример поиска математической зависимости (версии)

4.4.4.4 Пример определения чисел зубьев РЗД

4.4.4.5. Подбор значений чисел зубьев РЗД по таблицам сменных

шестерен

4.4.5 Коэффициент полезного действия (КПД) РЗД класса 1

4.4.6 Коэффициент полезного действия РЗД класса II

4.4.7 Определение потоков мощностей на валах РЗД

4.4.8 Определение вращающих моментов на валах РЗД

4.4.9 Расчет угловых скоростей валов РЗД

4.4.10 Пример энергетического расчета РЗД

4.4.11 Особенности прочностных расчетов РЗД

4. 5 Выводы

5 ПРАКТИЧЕСКОЕ ПРИЛОЖЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ

ИССЛЕДОВАНИЙ И ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ ИСПЫТАНИЙ

5.1 Эксресс-методика коррозионно-механических испытаний

материалов

5.1.1 Экспериментальное значение обобщенного показателя К(э) сопротивления материалов сероводородному растрескиванию (СР)

5.1.2 Расчетно-экспериментальное значение порогового напряжения бП(Рэ)

5.1.3 Условная относительная работа разрушения КА

5.1.4 Показатели качества Ксмпн и Ксммр сварочных материалов

5.1.5 Степень охрупчивания образцов в коррозионных испытаниях

5.1.6 Потери пластичности (ПП) материала от действия коррозионной среды

5.1.7 Степень защиты г сталей от охрупчивания металлов ингибиторами

5.1.8 Скорости движения активных захватах (растяжения образцов) в МРМ

5.2 Оценка и классификация сталей ОГКМ по

сопротивлению СР

5.3 Экспрессная оценка пороговых напряжений

5.4 Оценка и классификация сварочных материалов по сопротивлению СР

5.5 Защитные мероприятия и оценка их эффективности в производственных условиях

5.5.1 Диффузионные покрытия

5.5.2 Пиролитические покрытия

5.5.3 Ионно-плазменные покрытия

5.5.4 Полимерные покрытия

5.5.5 Оценка и классификация ингибиторов сероводородного растрескивания

5.6 Диагностика коррозионного состояния и прогнозирование срока службы металлических конструкций

6. ОБЩИЕ ВЫВОДЫ И ЗАКЛЮЧЕНИЕ

7 СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ

8 ПРИЛОЖЕНИЯ

8.1 Кинематические схемы механизмов с замкнутыми дифференциалами

8.2 Характеристики механизмов с замкнутыми дифференциалами

8.3 Граничные значения характеристик РЗД

(расчет на ПЭВМ)

8.4 Машина разрывная МР-5-8В. / Методические указания к учебно-экспериментальным работам на

машине разрывной

8.5 Акты внедрения образцов испытательной техники

8.6 Динамический расчет МР-5-8ВМ. Описание алгоритма

и программное обеспечение

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Разработка комплекса экспериментального оборудования и методик коррозионно-механических испытаний»

1 ВВЕДЕНИЕ

Дальнейшее развитие газонефтедобывающего комплекса неразрывно связано с разработкой новых месторождений газа и нефти. Эксплуатация новых и уже разрабатываемых месторождений нефти и газа, транспортировка и переработка этих продуктов требуют создания высоконадежного и долговечного оборудования (собственно трубопроводов, арматуры, различных реакторов, емкостей и т.п.). Оборудование должно работать в весьма жестких климатических условиях и подвергается воздействию высокоагрессивных сред.

Своевременная оценка состояния узлов и деталей оборудования и прогнозирование срока дальнейшей безопасной эксплуатации, разработка защитных мероприятий по повышению надежности и срока службы, поиск новых материалов для изготовления конструкций - далеко не полный перечень задач, решаемых в ходе теоретических и экспериментальных исследований.

Вопросы разработки комплекса оборудования и методик для лабораторных и полевых испытаний, выбора материалов, оценки эффективности защитных мероприятий и практические рекомендации по их применению, оценки ресурса работы конструкций, контактирующих с агрессивными средами, как наиболее актуальные в поднятой проблеме, определили основное содержание данной работы.

С учетом этого произведено теоретическое обоснование предложенных методик, разработаны принципиально новые образцы испытательной техники с научно обоснованными параметрами и эксплуатаци-

онными характеристиками. В подготовленные отраслевые нормативные документы вошли экспресс-методики, во много раз ускоряющие процесс коррозионно-механичеоких испытаний при обеспечении достоверности результатов.' Осуществлена сравнительная оценка применимости различных методик коррозионно-механических испытаний, разработаны методики выбора параметров узлов и деталей нагружателей разрывных машин с учетом особенностей нагружения в ходе испытаний, предложены передаточные механизмы приводов разрывных машин и методики выбора параметров данных механизмов.

Спроектированы и изготовлены унифицированные блочные конструкции разрывных машин для реализации различных методик испытания, предложены и апробированы критерии оценки коррозионной стойкости материалов, эффективности защитных мероприятий. Предложен вариант методики прогнозирования срока службы оборудования по результатам коррозионно-механических испытаний.

Теоретические исследования получили конкретную реализацию в технической документации, в изготовленных опытных образцах испытательной техники, экспериментальной проверке ее и внедрении в научно- производственную практику. Практическая ценность работы подтверждена утвержденными на уровне Госстандарта руководящими документами по производству коррозионно-механических испытаний и в комплексе одно-, двух-, шести и восьмипозиционных разрывных машин (первые три модификации в вариантах для лабораторных и полевых испытаний), коррозионных камер, автоклавов, специальных нагружающих устройств, передаточных механизмов с замкнутыми дифференциалами для обеспечения сверхбольших передаточных отношений. Созданное оборудование прошло лабораторные и производственные испытания в

- и -

Оренбургском государственном университете, на Оренбургском и Астраханском газоконденсатном месторождениях. Оборудование приобретено ВМНИЙК, ВНИИГАЗ, ВНИИСТ, НПО ЦНИИТМАШ (г.Москва), ДКБН (г.Подольск), ВНИИТнефть (г.Самара), ВНИИСПТнефть, УНЙ (г.Уфа), ВНИИПТ-химнефтеаппаратуры (г.Волгоград), ВНИТИ (г.Днепропетровск), ЛЕННИ-ИХИММАШ (г. С.-Петербург), НИПИПНГС (г.Оренбург). Комплекс оборудования позволяет сократить время испытаний в 10...30 раз при обеспечении условий испытаний, соответствующих эксплуатационным.

Оперативная оценка состояния конструкций, особо опасных для обслуживающего персонала (и для окружающей среды) в случае разрушения, обеспечивает труднооценимый экономический эффект от внедрения результатов работы. Прогнозирование срока службы объектов неф-тегазохимического комплекса сокращает материальные потери в результате своевременного выполнения защитных профилактических мероприятий и ремонта указанных объектов.

Автор выражает глубокую признательность научному консультанту д.т.н. профессору Кушнаренко В.М. за ценные советы и практическую помощь в подготовке настоящей работы.

2 ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ ОСНОВНЫХ ПОЛОЖЕНИЙ МЕТОДИКИ

КОРРОЗИОННО -МЕХАНИЧЕСКИХ ИСПЫТАНИЙ И КРИТЕРИИ ОЦЕНКИ КОРРОЗИОННОЙ СТОЙКОСТИ МАТЕРИАЛОВ

2.1 ВИДЫ КОРРОЗИОННЫХ ПОРАЖЕНИЙ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ И МЕХАНИЗМ РАЗРУШЕНИЯ МАТЕРИАЛОВ ПРИ ВОЗДЕЙСТВИИ

АГРЕССИВНЫХ СРЕД

2.1.1 Коррозионное состояние насосно-компрессорных труб и трубопроводов

При обследовании насосно-компрессорных труб ( НКТ ) и обсадных колонн ( ежегодно 20 % скважин ) с помощью каверномера "ОТИС" в большинстве случаев наблюдается язвенная коррозия от 0,3 до 1,6 мм. Отдельные НКТ имеют деформации, возникающие при погрузоч-но-разгрузочных работах и транспортировке, в некоторых трубах имеются солевые отложения. Испытания металла показали отсутствие существенных изменений механических свойств, что объясняется высокой эффективностью ингибиторной защиты НКТ. В некоторых скважинах со значительным водопроявлением наблюдается прогрессирующая местная коррозия, которая наряду с концентраторами напряжений в виде следов от машинных ключей на нагруженных поверхностях глубиной до 2-3 мм приводит к снижению надежности НКТ.

Ежегодный ультразвуковой контроль отводов не менее 3-х скважин каждой установки комплексной переработки газа (УКПГ) показыва-

ет, что наибольший коррозионный и эрозионный износ составляет 1,5 -2,0 мм, т.е. находится в пределах допустимого. Освидетельствование внутренней поверхности катушек, вырезанных из промысловых трубопроводов, ■ позволило обнаружить равномерно расположенные на поверхности язвы глубиной до 0, 5 мм, при этом внутренняя поверхность трубы покрыта продуктом коррозии черного цвета. Удовлетворительное состояние данных трубопроводов после пятнадцатилетней эксплуатации свидетельствует об эффективной ингибиторной защите. Скорости коррозии конденсатопроводов (0,0062 мм/ГОд) намного меньше допускаемой величины вследствие их защиты поступающим с УКПГ растворенным в конденсате ингибитором.

Неочищенный газ от УКПГ до газоперерабатывающего завода (ГПЗ) транспортируется по газопроводам из труб 720 х 22(18) мм, имеющим узлы запуска и приема очистных устройств, позволяющим без уменьшения производительности УКПГ осуществлять очистку и ингибирование трубопроводов. Для проведения контроля за качеством ингибирования и коррозионным состоянием газопроводов в начале и конце трасс имеются пункты коррозионного контроля.

Параметры технологического режима эксплуатации газопроводов выбраны из условий оптимальной эксплуатации УКПГ, удовлетворения требований к параметрам и качеству газа и сокращения до минимума коррозионных процессов. Проектом предусматривалось давление газа на выходе УКПГ или входе в газопровод 6,6 МПа, а на входе ГПЗ - не ниже 5,75 МПа, температура газа на выходе УКПГ - минус 8-3 °С, температура газа в газопроводах на входе ГПЗ составляет (-5...0°С) Для защиты внутренней стенки газопроводов от коррозии планировалась подача в них осушенного газа с относительной влажностью не

более 60 % и периодическое (4 раза в год) ингибирование трубопроводов.

Уменьшение давления газа с 1979 года на входе УКПГ-8 ниже 7,7 МПа, а в последующем на входе и других УКПГ привело к исчерпанию дроссель- эффекта и повышению влажности транспортируемого по газопроводам газа. При этом в 2 раза, по сравнению с проектом, возросли скорости газа при сохранении проектных расходов газа, что способствует уносу жидкости из сепараторов П ступени УКПГ в газопровод. Согласно данным ВолУралНИПИГАЗ при поршневании соединений газопроводов УКПГ - ОГПЗ в четырех случаях сжигание накапливающейся жидкости проводилось в течение 1,5-3 часов, что свидетельствует о значительных объемах накапливающейся жидкости. В жидкости, отобранной при поршневании газопровода УКПГ 10-0ГПЗ, обнаружено наличие следующих веществ: смола - 3,44 %, асфальтены - 0,46 %, парафины - 0,7 % массы, высококипящие углеводы (температура кипения Ткип до 200 °С ) более 50 %. Понижение температуры транспортируемого газа и последующая конденсация в газопроводах воды и метанола способствуют снижению коррозионной стойкости металла соединительных трубопроводов. Время работы УКПГ на режимах, не способных обеспечить влажность газа 60 %, составляло от 1 до 3 лет. В эти годы было сокращено время между ингибированием соединительных газопроводов до 3-х месяцев, усилен контроль за коррозией и введены в действие дожимные компрессорные станции ( ДКС ). Температура газа после воздушных холодильников ДКС достигает в летний период порядка 40 °С. Последнее может привести к усилению общей коррозии и наводороживанию металла труб, так как коррозионные процессы интенсифицируются при таких температурах.

По данным коррозиометров и образцов-свидетелей скорость коррозии газопроводов неочищенного газа не превышает, как правило, 0.005 мм/ГОд при допустимой проектом скорости 0,254 мм/год. Несмотря на низкую скорость общей коррозии, имеются отказы газопроводов и наблюдаются случаи ухудшения механических свойств ( ударной вязкости и относительного сужения ) металла трубопроводов ( таблица 1). Контроль процессов наводороживания, приводимый с помощью водородных зондов, показал, что скорость роста давления в зондах ниже 0,1 МПа/Месяц- В случаях отсутствия эффективного ингибирова-ния наблюдается превышение скорости роста давления нормальной величины, равной 0,2 МПа/месяц-

2.1.2 Коррозия коммуникаций и оборудования УКПГ

Оборудование и трубопроводы УКПГ контактируют с сероводородсо-держащей средой различной влажности, рН, температуры, давления и скорости потока. Поэтому для прогнозирования коррозионной ситуации при изменении параметров газа в соединительных газопроводах представляется целесообразным анализ коррозионного состояния УКПГ. Обследование показало,что технологические трубопроводы факельных линий УКПГ независимо от марки стали подвергаются общей коррозии со скоростью 0,2 - 0,3 мм/год. На основании анализа данных по коррозии можно заключить, что отказы трубопроводов и запорной арматуры УКПГ в первые годы эксплуатации обусловлены дефектами сварных соединений.

Техническое освидетельствование аппаратов УКПГ во время планово-предупредительных ремонтов (ППР) показало, что в первые пять

лет эксплуатации наблюдается незначительная язвенная коррозия до 0,5 мм на разделе фаз сепараторов. В последующие пять лет эксплуатации в некоторых аппаратах на поверхности люка-лаза обнаружены коррозионные- язвы глубиной до 3 мм.

По данным коррозиометров и образцов-свидетелей скорость общей коррозии оборудования УКПГ не превышает допустимой проектом скорости

Таблица 1. Свойства металла вырезок газопроводов неочищенного газа

Газопровод Характеристики механических свойств металла

бв, МПа бт, МПа б, % Ц, % КСи+2о» мДж / 2 / м КСи_ 4 о, мДж / 2 ' М сн2, ррм

УКПГ-7 447 440 316 318 25,9 24,0 60,5 57,0 1,41 1,3 0, 62 0,45 3,3 4,7

УКПГ-8(1) 490 500 456 310 338 312 25,6 20,5 24,3 57,5 50,8 52,0 1,32 0,70 1,26 0, 50 0, 29 0,47 3,7 6,3 4,5

УКПГ-8(2) 583 578 418 446 25,7 22,2 63 56,6 1,49 0,96 0, 69 2,7 4,1

УКПГ-9(1) 550 524 356 334 23,8 24,3 50.4 52.5 0,89 0,84 0, 38 0,45 5.2 4.3

УКПГ-9(2) 448 309 25,9 59,0 1,48 0, 52 3,2

УКПГ-2(1) 440 575 317 370 24,6 21,8 50,2 51, 1 0,66 0,80 0, 29 0, 37 6,4 5,6

УКПГ-2(2) 512 293 20,9 48,6 0,58 0, 25 7,1

УКПГ-6 519 448 308 336 21,3 20,8 50,8 43,7 0,85 0,50 0, 39 0, 12 5,2 9,8

ТУ 442 260 24,0 60 эксп. 2,0 эксп. 0,5 2*3

0,254 мм/год. Контроль содержания ионов железа в жидких средах аппаратов УКПГ показывает, что оно ниже нормы. Отдельные превышающие норму показания объясняются скоплением растворенного железа в застойных зонах и последующим его выбросом. Следовательно, основным видом коррозии данного оборудования является язвенная, а технологических трубопроводов - общая коррозия.

Причиной интенсификации процессов коррозии оборудования УКПГ является увеличение, начиная с 1979 года, выноса из скважин минерализованной воды, способствующей развитию язвенной коррозии, а также широкой фракции жидких углеводородов, тяжелые компоненты которых оседают плотным слоем толщиной до 100 мм в год на поверхность аппаратов, препятствуя доставке к поверхности ингибитора. Опытно-промышленными испытаниями установлено, что очистка аппаратов от отложений осадков и продуктов коррозии с последующим инги-бированием приводят к значительному уменьшению язвенной коррозии. Поэтому для предотвращения коррозии рекомендовано во время остановок УКПГ на планово-предупредительный ремонт после очистки обрабатывать внутренние поверхности аппаратов ингибиторным составом 50 % ингибитора И1А с добавлением 50 % диэтиленгликоля для увеличения вязкости раствора. С целью устранения коррозии технологических трубопроводов факельных линий также предложено их ингибирование.

После 10... 12-летней эксплуатации аппаратов УКПГ во многих из них стали появляться водородные расслоения, причем по данным ПО "Оренбурггаздобыча" из 122 обследованных в 1989 году аппаратов в 67 обнаружено водородное растрескивание металла. Последнее обусловлено неэффективным ингибированием наводороживающей рабочей среды и содержанием в металле аппаратов сульфидных включений /105/.

2.1.3 Анализ отказов оборудования и трубопроводов ОГКМ

Протяженность промысловых трубопроводов ОГКМ превышает 1300 км, металлоемкость технологического оборудования - 70 тыс. тонн. Результаты химического анализа, механических и коррозионных испытаний свидетельствуют ( табл. 2 ) о хороших коррозионно-механичес-ких свойствах металла обследованных аппаратов ОГПЗ. Опыт эксплуатации оборудования и

Таблица 2. Свойства оборудования ОГПЗ(одиннадцать лет эксплуатации)

Наимен. и шифр изделия для получения образца Марка стаяли Химический состав, % (*) Механ.свойства Н1С

С Мп Б Р бв, МПа бт, МПа 5, % У- % СЬЙ

Сертификат Анализ СТЙ %

не менее

Крышка 10801 А105 СгП 0,35 0,90 0,35 0,050 0, 050 49,5 25,5 50 0,3

0,210 1,10 0,29 0, 040 0, 011 55,5 30,7 23 38 -

Крышка 20С01 А350 1^2 0,175 1,28 0,22 0, 009 0, 017 48,6 30,8 29 58 0,7

0,240 1,18 0,22 0, 011 0, 011 49,0 29,0 26 53 0,4

Крышка 20В03 А350 Ш 0,110 0, 82 0, 17 0,028 0,018 49,5 39,0 36 60 0,6

0, 240 0,88 0,25 0, 028 0,011 49,5 25,0 37 68 -

Крышка 30С01 А350 ЬП 0,180 0,51 0, 17 0,032 0,015 49,0 32,0 33 68 2, 8

0,260 0,74 0, 25 0, 050 0,011 50,5 28,0 26 54 0,3

Шпилька 10В01 А193 В7 0,460 0,80 0,35 0,040 0,040 73,5 37,7 20 60 -

0,490 0,63 0,5 0,043 0,010 84,0 37,0 22 62 -

*)* Мо = 0,25; Сг = 1, 0.

трубопроводов ОГКМ свидетельствует о том, что, несмотря на комплекс противокоррозионных мероприятий, наблюдаются отказы металлоконструкций, контактирующих с сероводородсодержащими средами. Проведение в каждом конкретном случае анализа эксплуатации, причин и вида отказа металлоконструкций позволяет своевременно принять профилактические меры предупреждения коррозионных повреждений и провести необходимые реконструкционные работы. Отказы, происходящие за период эксплуатации ОГКМ с 1974 по 1990 годы, группировали согласно виду объекта (скважины, коммуникации, оборудование ) и причины его выхода из строя ( табл. 3). Основными причинами отказов НКТ и деталей оборудования является язвенная коррозия; фонтанной арматуры и трубопроводов - сероводородное растрескивание; крановые узлы выходят из строя из-за потери герметичности. Оборудование скважин, как правило, изготовлено из среднеуглеродистых и высоколегированных сталей с пределом текучести выше 500 МПа, соединения НКТ и фонтанной арматуры осуществляются с помощью резьбовых соединений. За время эксплуатации ОГКМ отказы оборудования скважин составили 29,03 % от общего количества разрушений газопромыслового оборудования ( табл. 3).

Язвенная коррозия НКТ и муфт (рис.1) является основной причиной отказа металлоконструкций этой группы и составляет 62,2 % от разрушений подземного оборудования скважин ( табл. 3 ). Эта коррозия обусловлена проведением соляно-кислотных обработок продуктивного пласта скважин для интенсификации притока газа, а также повышенным водопроявлением скважин. Срок службы НКТ до выхода из строя составляет 0,5 - 10 лет и, как правило, связан с количеством проведенных соляно-кислотных обработок и нарушением регламента инги-

Таблица 3. Отказы металлических конструкций ОГКМ

Причина отказа в процентах от об щего количества отказов в данной группе Объект*

Скважины Коммуникации Оборудование

НКТ и муфты ■НКТ Фонтанная арматура - Трубопроводы Крановые узлы Емкости и аппараты УЗЛЫ и детали

Язвенная коррозия 57,75 9,68 4,8 12,2 86,55 51,84

62, 2 12,27 14,9 8,25 21,14 47,92

Сероводородное растрескивание 32,40 77,42 83, 30 14, 63 1,83 32,36

28,89 81,62 49, 02 15,41 2,16 44,87

Водородное растрескивание - - 2,4 - 11,62 1,60

32, 9 76, 7 2,08

Механические разрушения 9,85 8,91 12,9 6, 11 9,5 3,18 0,81 0,26 Потеря герметичности 72,36 76, 08 14,2 5,13

Всего от общего ко личества отказов, % 18, 07 7, 88 5,3 5 31,3 0,8 36, 6

29, 03 5, 04 11,95 16,86 7, 77 29,35

Примечание: В числителе за И лет эксплуатации металлических конструкций ОГКМ, в знаменателе - за 16 лет

Рис. 1. Язвенная коррозия муфт НКТ из стали С-75.

Рис. 2. Сероводородное растрескивание НКТ из стали 18Х1Г1МФ

бирования при проведении этих операций. Для предупреждения язвенной коррозии внедрена эффективная технология ингибирования рабочих сред НКТ до и после соляно-кислотных обработок. НКТ из стали 18Х1Г1МФ показали низкую стойкость в условиях эксплуатации ОГКМ (рис.2 ), при этом в большинстве случаев время эксплуатации до разрушения этих НКГ составляют менее 15 месяцев. Лабораторные испытания образцов труб из стали 18Х1Г1МФ также подтвердили склонность этой стали к сероводородному растрескиванию, поэтому на скважинах ОГКМ НКТ из стали 18Х1Г1МФ были заменены на сталь С-75 по AP15LX.

Сероводородное растрескивание муфт НКТ (рис.3) происходит при отсутствии ингибирования под действием коррозионной среды и высоких растягивающих напряжений, возникающих при затяжке муфт преимущественно в зоне концентраторов напряжений, наносимых на поверхность муфт ключом (рис.4).

Фонтанная арматура выходит из строя, главным образом, вследствие сероводородного растрескивания ее деталей-81,62% от разрушений надземного оборудования скважин. На ОГКМ применяется запорная арматура шести фирм, которые используют при ее изготовлении свыше 50 различных марок материалов. Как показал опыт эксплуатации, у запорной арматуры фирмы "FMC" ненадежен спецфланец, у арматуры фирмы "Камерон"- шток задвижки.

Разрушения спецфланцев из стали типа "Uranus 50" происходят путем развития межкристаллитных коррозионных трещин от внутренней поверхности вдоль образующей корпуса (рис.5 ). Микроструктура корпуса фланцев грубодендритная с наличием вторичного аустенита и оторочки по границам зерен коррозионно-нестойкой и хрупкой б-фазы

Рис. 4 . Механические повреждения поверхности муфт НКТ.

Рис. 5 . Микроструктура металла спецфланца "PMC" с межкристалл итной коррозионной трещиной, х 1,35.

(рис.6 ), что свидетельствует о нарушении режимов термообработки при изготовлении спецфланцев.

Коррозионные трещины в штоках задвижек фонтанной арматуры фирмы "Камерон" (рис.7) зарождаются от впадины резьбы в местах выхода на поверхность неметаллических включений и распространяются межкристаллитно по неметаллическим включениям, которыми бывает насыщен металл штока (рис.8). Разрушения задвижек фонтанной арматуры фирмы "Хюбнер Вамаг" происходили в 10...30 дневный срок с начала эксплуатации (рис.9). Задвижки изготовлены из стали Уранус 50(08Х20Н12МЗБТЛ) ферритно-аустенитного класса. Исследования мик-ростуктуры выявили скопление 6-фазы по границам зерен аналогично металлу спецфланца, образовавшихся вследствие нарушения технологии термообработки задвижек, а также превышения процентного содержания ферритной составляющей структуры. Исследования металла не работавших задвижек показали аналогичную структуру, в связи с этим вся партия задвижек была заменена на новую (рис.10). Сероводородное растрескивание задвижки 6" (рис.11) фирмы "Итабаси Кикай" обусловлено охрупченным состоянием материала корпуса задвижки и несоответствием его механических свойств сертификату.

Отказы из-за трубопроводов составляют 11,95 % от общего количества разрушений промысловых металлоконструкций (табл.3) и являются наиболее опасными, т.к. могут привести к аварийной ситуации и выбросу сероводородсодержащего газа в атмосферу. Сварные соединения промысловых трубопроводов подвержены преимущественно сероводородному растрескиванию (табл.3), при этом наиболее характерными являются следующие'разрушения, описанные ниже.

Рис. 7. Коррозионное разрушение штока задвижки 4" фирмы "Камерон".

ЯШ

Рис. 8 . Неметаллические включения в металле штока задвижки "4 фирмы "Камерон", х 100.

Рис. 9. Коррозионное растрескивание корпуса задвижки фирмы 'ЭДобнер Вамаг".

Рис.1 0. Микроструктура металла корпуса задвижки фирмы 'Гюбнер Вамаг", х 320.

Рис. 11. Коррозионная трещина в корпусе задвижки 6" фирмы "Ж?1.

Рис. 12. Разрушение газопровода неочищенного газа "720 мм УКПГ-2-ГПЗ.

Рис. 13. Дефекты сварного шва газопровода УКПГ-2-ГПЗ, инициировавшие разрушение.

Рис. 14. Коррозионная трещина от непровара в сварном шве газопровода неочищенного газа 720 мм УКПГ-9-ГПЗ.

Рис. 15. Непровар в корне шва газопровода неочищенного газа УКПГ-9-ГПЗ, инициировавший сероводородное растрескивание, х 3.

Рис. 16. Дефекты сварного шва в очаге разрушения газопровода УКПГ-16-ГПЗ 720 х 17,2 мм.

Разрушения монтажного сварного стыка газопровода неочищенного газа УКПГ-2-0ГПЗ через 3,5 месяца эксплуатации (рис. 12). Газопровод сооружен из труб 0 720 х 18 мм, сталь типа сталь 20 фирмы "Валу-рек". Коррозионная трещина протяженностью 600 мм располагалась по вертикали стыка на боковой образующей справа по ходу газа. Один конец трещины размещался в нижней части трубы, другой - в зоне боковой образующей, максимальное раскрытие кромок - 2 мм. Зарождение трещины произошло от дефектов сварного соединения - непровар корня шва глубиной 4 мм и смещение сваренных кромок до 5 мм (рис.13).

Разрушение монтажного сварного стыка диаметром 720 х 22 мм газопровода неочищенного газа УКПГ-9-0ГПЗ после 9 месяцев эксплуатации. Сварной стык имеет смещение сваренных кромок на длине 2/3 периметра до 7 мм и непровар на той же длине до 10 мм, от которого зародилась коррозионная трещина и развилась с выходом на основной металл, длиной 20 мм при ширине раскрытия кромок до 0,5 мм (рис.14). Сероводородное растрескивание другого сварного стыка на том же газопроводе (рис.15)также обусловлено дефектами сварного соединения: смещения сваренных кромок более 2 мм в сочетании с непроваром в корне шва глубиной более 2 мм на длине 500 мм и порами в корневом шве.

Сероводородное растрескивание монтажного сварного стыка газопровода диаметра 720 х 17, 2 мм УКПГ-16-0ГПЗ произошло после эксплуатации его менее месяца. Трубопровод сооружен из труб импортной поставки по ТУ-28-40/82 Н23. Очаг разрушения длиной 280 мм находился на металле шва в нижней части трубы (рис.16). В обе стороны от очага на металле шва наблюдался шевронный узор с выходом в зону термического влияния в верхнюю часть трубы, где произошел пласти-

Рис. 17. Разрушение тупикового участка газопровода УКПГ-9-ГПЗ.

Рис. 18. Водородное растрескивание металла газопровода УКПГ-9ТПЗ, х 200.

ческий долом стыка. В очаге располагаются дефекты сварки: непрова-ры, подрезы зоны сплавления, поры общей глубиной до 8 мм, наблюдаются вторичные трещины, которые также зарождаются от дефектов сварки.

На рис.17 представлено разрушение заводского продольного сварного шва отвода диаметра 720 х 22 мм трубопровода, соединяющего УКПГ-9 с ОГПЗ. Отвод длиной 50 м, сооруженный из труб металла типа сталь 20 поставки фирмы "Валурек", был отключен с помощью крана от газопровода, по которому транспортировался сероводородсодержащий газ с давлением 55 атм. Очаг разрушения длиной 110 м находился в месте выпучины кромок листа в виде полуволны синусоида. Разрушение произошло по зоне перегрева ( 0,5 мм от зоны сплавления ) продольного шва, расположенного в верхней части трубы. Участок излома в районе очага имеет кристаллическую структуру, к нему сходятся два направленных один к другому шевронных узора. Отсутствие видимой пластической деформации в зоне очага исключает возможную причину аварии от простой перегрузки. Трещина от очага разрушения распространялась по зоне термического влияния продольного шва и по основному металлу в плоскости, перпендикулярной окружным напряжениям. Разрушение трубопровода остановилось на одном конце без изменения направления трещин, на другом - раздвоением трещин. Переход сварного шва к основному металлу трубы плавный, без наплывов и подрезов. Внутренние дефекты и водородные блистеры в зоне сварного соединения не обнаружены при сплошном контроле ультразвуковым толщи-нометром и выборочно на металлографических шлифах. Внутренняя поверхность трубы поражена коррозионными язвами глубиной до 2 мм, в нижней части трубы наблюдаются водородные чешуйки и водородные

блистеры (рис.18).Металлографические исследования показали, что структура основного металла и сварного соединения трубы ферри-то-перлитная, максимальная твердость 180 НУ наблюдается в зоне перегрева. Анализ разрушения позволил заключить, что язвленная коррозия, сероводородное и водородное растрескивания металла трубопровода обусловлены поступлением через негерметичный кран сероводо-родсодержащей среды давлением 5,5 МПа с температурой минус 5 -10°С из ингибируемого газопровода в отвод, который не ингибировал-ся и имел температуру до +10°С в летнее время года, и образованием застойной зоны. Для предотвращения подобных отказов часть ненужных отводов была удалена, а для остальных ввели контролируемое ингиби-рование.

Водородное растрескивание тройника трубопровода диаметра 720 х 18 мм, сооруженного из труб поставки фирмы "Валурек", произошло после 6 лет эксплуатации. Механическими испытаниями металла из очага разрушения установлено, что прочностные свойства его соответствуют техническим условиям, в то же время вследствие наводоро-живания металла относительное сужение уменьшилось более чем на 30 %. Как показали металлографические исследования, водородные блистеры зарождались на границах "матрица-неметалические включения" и располагались по всему сечению стенки тройника,при этом максимальная концентрация их наблюдается практически в середине стенки, что объясняется повышенной концентрацией неметаллических включений в центральной зоне листа вследствие специфики изготовления проката. В дальнейшем, по мере накопления водорода, блистеры соединяются между собой или с поперечными трещинами, пронизывая все сечение металла (рис.19). "Значительное давление водорода в лидирующем

расслоении привело к возникновению разрушающих напряжений в наружных слоях металла стенки и развитию поперечных трещин с последующей разгерметизацией участка трубопровода. Водородное растрескивание с образованием сквозного дефекта в нижней части тройника является следствием работы его в условиях застойной зоны при отсутствии эффективного ингибирования.

Трещина в сварном шве трубопровода диаметром 160 х 15 мм из стали 12Х1МФ, соединяющего скважину с УКПГ, зародилась от коррозионных язв (рис.20) и развивалась по зоне термического влияния с переходом в металл шва.Для предотвращения подобных отказов повышена интенсивность ингибирования обводненных скважин.

Подавляющее большинство отказов крановых узлов (76,08%) обусловлено потерей герметичности из-за износа уплотнений, которые под действием сероводородсодержащей среды охрупчиваются, теряют эластичность и выкрашиваются (рис.21 ).Через 6-8 лет эксплуатации кранов для исключения аварийных ситуаций проводят плановые ремонт-но-восстановительные работы - вырезают и заменят их. При потере герметичности крана сероводородсодержащая среда, воздействуя на крепеж ( болты, шпильки, винты ) крышек и боковых фланцев запорной арматуры, вызывает его сероводородное растрескивание.

Винты и шпильки, в основном, изготовлены из стали А320Ь7М, обладающей низкой стойкостью против сероводородного растрескивания, поэтому по условиям работы крепеж не должен контактировать с сероводородсодержащим газом. Разрушение крепежа происходит по резьбовой (рис.22) или по гладкой частям (рис.23). Микротрещины располагаются преимущественно перпендикулярно оси детали и развиваются, как правило, по границам зерен (рис.24).

Рис. 19. Водородное растрескивание металла тройника 720 мм на тупиковом участке газопровода 9КПГ-7-ГПЗ.

Рис. 20. Сероводородное растрескивание сварного шва шлейфового трубопровода 168 скважины 177 УКПГ-6.

Рис. 21. Сероводородное растрескивание шпилек на кране Ду 700 фирмы "Грове" вследствии коррозионного повреждения уплотнения.

Рис. 22. Сероводородное растрескивание шпилек из стали А 320 1_7М по резьбовой части.

у

Рис. 23. Сероводородное растрескивание шпилек по гладкой части.

Рис. 24. Коррозионные трещины по границам зерен шпильки из стали 4X14Н14В2М, х 300.

Рис. 25. Сероводородное растрескивание корпуса крана Ду 700 фирмы Трове" газопровода 9КПГ-6-ГПЗ.

Рис. 26. Сероводородное растрескивание по сварным швам регуляторов уровня.

л*

- да-

/

Рис. 27. Сероводородное растрескивание пластины компенсатора насоса ЭМГР.

РОСГ'ЙОКЛЯ ГОСУДАРСТВЕН И А

БИБЛИОТЕКА

Для предупреждения растрескивания крепежа нефтегазопромысло-вого оборудования его изготовливают из коррозионно-стойких материалов или применяют защитные покрытия /74, 146/. Как показали результаты опытно-промышленных испытаний, наиболее перспективными в условиях ОГКМ являются защита крепежа с помощью плазменных, диффузионных покрытий или нанесения ингибирующей смазки. Согласно /129/ механизм защитного действия ингибирующих смазок заключается в том, что с поверхности металла вытесняется вода и под действием сил адгезии образуется защитный адсорбционный слой, который предохраняет металл от коррозии благодаря механической изоляции его поверхности от влаги и кислорода воздуха. Пленка покрытия благодаря анодной и катодной поляризации тормозит развитие электрохимических процессов коррозии и защищает металл от коррозии в результате формирования на его поверхности хемосорбционных слоев маслорастворимых, не разрушаемых водой ингибиторов коррозии.

Случаи сероводородного растрескивания корпуса крана (рис.25 ) обусловлены металлургическим дефектами -в очаге разрушения и прилегающих зонах наблюдается большое количество неметаллических включений, пор, трещиноподобных дефектов. Кроме того, механические испытания образцов из металла корпуса показали, что пластические свойства его более чем в 2 раза ниже требуемых по техническим условиям.

Самыми многочисленными являются отказы деталей, при этом значительную часть их составляют повреждения манометрических сборок, сборок под предохранительные клапаны (СППК) и патрубков в результате интенсивной язвенной коррозии, в основном, через 6-8 лет эксплуатации. Особенностью эксплуатации деталей является то, что

Рис. 28. Развитие коррозионной трещины по границам зерен, х 100.

Рис. 29. Сероводородное растрескивание скалки насоса ХТР.

Рис. 30. Микроструктура металла скалки насоса ХГР, х 300.

Рис. 31. Механическое повреждение тройника 3" инициировавшее коррозионное растрескивание.

1

■V Ч

* .«V -я-

-г,

Л И IV ■

-1 ■ И'11 .¿I*

а) б]

Рис.32. Сероводородное растрескивание сварных соединений, инициированное смещением кромок а] и непроваром 6).

они установлены в тупиковых участках и застойных зонах, где попадание ингибитора к сборкам затруднено, а ингибирование факельных линий не предусмотрено проектом.

Появлению язвенной коррозии и свищей в сварных швах регулятора уровня способствовали имеющиеся в металле шва непровары, поры и шлаковые включения (рис.26). Примером сероводородного растрескивания деталей газопромыслового оборудования является хрупкое разрушение пластин компенсатора насоса 9МГР на промстоках (рис.27). Микроструктура металла пластин ферритная, с небольшим количеством перлита, твердость металла НВ140, коррозионные трещины развиваются по границам зерен (рис.28). Водородное растрескивание скалки насоса ХТР-1,6/200 (рис.29), перекачивающего КЙГИК, приготовленный на основе метанола, после 7 месяцев эксплуатации обусловлено наличием большого количества мартенситной составляющей в приповерхностном слое металла скалки (рис.30 ), твердость металла достигает 53 НЙС.

Межкристаллитное сероводородное растрескивание тройника 3" инициировано технологическим концентратором напряжений, расположенным на внутреней стенке корпуса тройника (рис.31).

С целью профилактики коррозии на ОГКМ проводится ультразвуковой контроль и гаммадефектоскопия СППК манометрических сборок и факельных линий, заменяются прокорродировавшие узлы и применяется специальная технология ингибирования этих конструкций, а также тупиковых участков и застойных зон оборудования и коммуникаций.

Наряду с коррозионными повреждениями газопромысловых металлических конструкций наблюдаются механические разрушения, которые происходят в большинстве случаев при опрессовке трубопроводов и оборудования и обусловлены несоответствием металлоконструкций тех-

ническим условиям на их поставку.

Таким образом, наблюдаемые отказы газопромыслового оборудования ОГКМ обусловлены в большинстве случаев отсутствием эффективного ингибирования в условиях воздействия сероводородосодержащих сред на металлоконструкции из коррозионно-нестойких сплавов или металлов, содержащих дефекты. "Твердые" структурные составляющие, неметаллические включения ( сульфиды, оксисульфиды и т.п. ) и расслоения являются очагом зарождения водородного растрескивания, поверхностные дефекты-риски, волосовины, раскатанные загрязнения способствуют возникновению и развитию сероводородного растрескивания. Инициаторами коррозионного разрушения сварных соединений трубопроводов и деталей также являются недопустимые техническими условиями дефекты. Причиной большинства разрушений сварных соединений являются дефекты корня шва. При этом, в швах с непроваром, подрезом или смещением сваренных кромок, равными и более 5 мм, коррозионные трещины появляются практически в первый год эксплуатации, непровары, поры и шлаковые включения в условиях застойных зон способствуют возникновению свищей через 5-10 лет эксплуатации /73/.

Дефекты основного металла и сварных соединений способствуют возникновению некогерентных границ и образованию коррозионно- нестойких пленок, создают концентрацию микро- и макронапряжений, повышают термодинамическую неустойчивость дефектного участка и интенсифицируют его наводороживание и электрохимическое растворение. Поэтому для повышения надежности оборудования и надежности коммуникаций, контактирующих с сероводородсодержащими средами, наряду с тщательным входным'контролем соответствия материалов конструкций

Рис.33. Распределение сульфидных включений в сварном соединении (а) и в стальном прокате (б)

техническим условиям на их поставку и неразрушающим контролем монтажных сварных соединений, эффективными являются предпусковые гидроиспытания металлоконструкций давлением, создающим напряжения 90-95 % от минимального нормативного предела текучести металла /112,118/. В процессе этих испытаний разрушаются участки основного металла и сварных соединений, содержащие потенциально опасные дефекты. Вокруг оставшихся неопасных дефектов образуются зоны остаточного сжатия, повышающее коррозионную стойкость сварных соединений. Кроме того, после гидравлических испытаний в 2-3 раза снижаются максимальные остаточные напряжения в зоне сварных соединений труб за счет пластического удлинения растянутых областей металла. Одновременно снижаются монтажные напряжения в наиболее напряженных участках трубопровода. На участках трубопровода и узлах оборудования, где по техническим причинам не представляется возможным проведение гидроиспытаний, для выявления недопустимых дефектов необходимо применять 100-процентный радиографический контроль сварных соединений и 100-процентное дублирование его ультразвуковым методом контроля /115/.

2.1.4 Модель сероводородного растрескивания сталей

Выше было отмечено, что сероводородное растрескивание (СР) оборудования ОГКМ инициируется концентраторами напряжений (дефекты шва, резьба, следы от ключей, коррозионные язвы и т.п.). Результаты лабораторных испытаний сварных образцов из стали 20 также свидетельствуют о зарождении СР от дефектов (рис.32), которые более чем в 10 раз снижают долговечность сварных соединений. Сопротивление СР качественных сварных соединений не ниже, чем основного металла, кроме того за 17 лет эксплуатации сварных конструкций в металле швов в отличие от основного проката не обнаружено ни одного случая водородного расслоения. Это объяснятся применением электродных материалов с низким содержанием серы, отсутствием в шве текстуры, а также тем, что условие плавления и кристаллизации шва способствуют образованию мелких сульфидных включений глобулярной формы и равномерному их распределению по литому металлу (рис.33).В прокате из стали типа сталь 20 оборудования ОГКМ наблюдается, особенно в срединной части стенки конструкции, значительное количество сульфидных включений дискообразной формы длиной от долей до десятков миллиметров. На границах раздела сульфид-матрица при охлаждении после завершения кристаллизации возможно образование микрополостей, где металл матрицы может играть роль коллектора для водорода /60/. Образующийся в результате контакта стали с сероводо-родсодержащей средой водород, попадая в эти несплошности, молизу-ется, вызывая водородное растрескивание ( ВР ) металла. Трещины ВР зарождаются внутри металла на границах раздела матрица-включение, распространяются параллельно его поверхности и, взаимодействуя

а) 6)

Рис. 34. Межкристаллитное растрескивание НКТ С-75, х 300, (а ] и СР штока задвижки 4" Камерон, х 100 [ 6 ),

Рис.35. Зависимости амплитуды А отраженного ультра-звувого сигнала от площади 8 трещины СР в образце: К - коэффициент усиления дефектоскопа в децибелах.

в)х500 г) х 400

Рис. 36. Поверхность излома стали 20.

в] х 600 г)х400

Рис. 37. Поверхность излома стали 09Г2С.

в) х 360

г) х 500

Рис. 38. Поверхность изломов сталей: 09ХГ2НАБЧ (а и б ); 12X18Н9Т (в]; 20ЮЧ [г].

друг с другом, рождают ступенчатую магистральную трещину, пронизывающую часть или весь металл по сечению (рис.18, 19). В отличие от ВР при СР (рис.5, 24) трещины зарождаются с поверхности, контактирующей с сероводородсодержащей средой, или в приповерхностных слоях и распространяются преимущественно перпендикулярно этой поверхности, т.е. нормально к действующим напряжениям /71/. Магистральная трещина СР при развитии соединяет отдельные трещины, возникшие вследствие молизации водорода в коллекторах и ориентированные вдоль проката параллельно приложенным напряжениям.

Металлографическими и фрактографическими исследованиями СР изделий (рис.28, 34) и образцов (рис.36, 37, 38), испытанных при МР (3,6*10~8м/с) в натурной сероводородсодержащей среде ОГКМ, выявлены следующие характерные особенности СР. В отличие от водородного растрескивания, при СР не наблюдается значительных следов электрохимического растворения и СР может зарождаться в приповерхностных объемах металла (рис.36, 37). Зона субкритического роста трещин характеризуется межзеренным рельефом, обнаруживаемым даже при макросъемках (рис.37). Зарождение и развитие вторичных трещин в значительной мере определяется состоянием границ зерен и наличием вблизи развивающейся трещины неметаллических включений, следы которых наблюдаются в изломах(рис.37). Макроскопическая трещина образуется путем объединения многих межзеренных микротрещин. Их поверхность состоит из гладких фасеток, разделенных множеством гребешков или ступенек,отделяющих различные уровни продвижения магистральной трещины(рис. 37, 38). Общее направление гребешков указывает на то, что трещина распространяется от поверхности внутрь, сливаясь с микротрещинами, периодически зарождающимися на границах

зерен(рис.36). Наблюдаются и самостоятельные микротрещины, не объединенные в более крупную трещину (рис. 36). Атомарный водород локализуется на границах раздела матрица-включение(рис. 37), а также в межзеренных -коллекторах, где идет реакция его молизации и возникают микрорасслоения - микротрещины. Последние под действием внутреннего давления водорода и внешней нагрузки увеличиваются, перемычки между ними разрушаются(рис.36, 37) с последующим образованием магистральной трещины(рис. 36). Необходимо также отметить, что наблюдаемые чистые границы зерен (рис.37, 38)подтверждают зарождение и развитие СР сталей за счет возникновения и слияния водородных микрорасслоений, возникающих на границах зерен или границах раздела матрица-включение. Нестабильное разрушение в зоне долома происходит, в основном, по смешанному механизму. Так в стали 12Х18Н9Т и Ст 20, 20ЮЧ в указанной зоне можно наблюдать характерные вязкие участки(рис.36, 38). В этом материале микропоры в условиях напряженного состояния росли и расширялись вплоть до момента слияния, оставляя позади себя на поверхности разрушения полусферические полости. Ямки зарождались на сферических выделениях (рис.37) или включениях. На рис.37 представлена картина разрушения по механизму образования и слияния микропор, возникающего в приграничных зонах, где предел текучести меньше, чем у матрицы. Образующаяся в результате этого процесса поверхность покрыта множеством мелких ямок, наложенных на сетку зернограничных фасеток. Наряду с участием транскристаллитного разрушения(рис.37, 38) наблюдаются вторичные трещины межзеренного разрушения, т.е. долом имеет смешанное микростроение, состоящее из полей малоэнергоемких ямок ( нет вытянутости и малая глубина ямок ) участков межзеренного и

квазискольного строения.

Таким образом, СР стальных конструкций, контактировавших с сероводородсодержащими средами (рис.24, 28, 34), а также СР образцов (рис.36,. 37, 38) происходит как и водородное растрескивание-расслоение (рис.18 ,19 ) межкристаллитно. Граница зерен состоит из чередующихся островков с хорошим и плохим сопряжением кристаллических решеток смежных кристаллитов - каналы вакансий (микро-несплошностей) /17,144/. Искажения решетки на границах и в приграничных зонах приводят к повышению на этих участках потенциальной энергии до величин 1,0 ... 10 Дж/М2 /20/. Химический состав приграничных слоев заметно отличается от состава кристаллитов вследствие обогащения границ зерен фосфором и другими атомами примесей /17, 151/. Вероятность адсорбции водорода на границе увеличивается из-за большей энергии связи водорода с атомами примесей ( Р, Б ), чем железа, поэтому концентрация водорода на границе зерен выше, чем в кристаллитах /144/.Границы зерен являются также предпочтительными путями диффузии водорода в стали при ее наводороживании /4,14,41,102/. При этом абсорбция сталью водорода зависит от ее структурно-физического состояния. Холодно-деформированная мягкая сталь может поглотить в 100 раз больше водорода, чем отожженная /53/. В районе концентратора напряжения скорость накопления водорода в стали возрастает в 10 и более раз по сравнению с областями равномерных напряжений /116/. Известно также /175, 208/, что водород диффундирует в области трехосных растягивающих напряжений, которые, например, для стали находятся на расстоянии 0,3...О,4 мм от вершины трещины /153/. При действии механических напряжений диффузия водорода в сталь увеличивается, особенно ускоряется диффузия

при напряжениях, вызывающих пластические деформации стали. Последнее объясняют усилением проникновения водорода вдоль плоскостей скольжения и через связанные с ними дислокации и скопление вакансий /51,52,53/.

Анализ СР натурных конструкций ОГКМ и образцов с учетом существующих представлений о механизме СР и свойствах границ зерен позволил заключить,что очагами зарождения микротрещин при контакте сталей с сероводородсодержащей средой наряду с границами раздела матрица-неметаллическое включение служат островки границ с плохим сопряжением кристаллических решеток смежных кристаллитов. Эти островки являются микрополостями-микроконцентраторами, в области которых под действиями остаточных напряжений или внешних нагрузок (особенно при наличии концентраторов напряжений) возникает трехосное напряженное состояние. Водород, попадая в эти микрополости через границы зерен и из кристаллической решетки, уменьшает прочность этих участков границ и, по мере повышения его концентрации, молизуется. Увеличение давления водорода в микрорасслоениях до критических значений, наряду с усугубляющим действием водорода, находящегося вблизи этих микрорасслоений - в областях трехосного напряженного состояния, приводит к активизации дислокационных процессов, микродеформациям и разрушению островков границ с хорошим сопряжением решеток смежных зерен. Слежением за ростом трещин на образцах с помощью УЗД "Крауткрамер" (рис.35) показали, что в течение инкубационного периода наблюдается возникновение и рост нескольких микротрещин. Они растут с различной скоростью и могут обгонять в различные моменты друг друга. При достижении в данных условиях испытаний одной из микротрещин размера более 0,7 мм она

становиться лидирующей и перерастает в макротрещину. Время на возникновение такой коррозионной трещины ( эффективного концентратора напряжений ) составляет не менее 80 процентов общей долговечности /111/. В случаях испытания образцов с поверхностным дефектом последний локализует и активизирует процессы образования на границах зерен микронесплошностей, ускоряет наводороживание и инициирует зарождение одной коррозионной микротрещины, при этом инкубационный период сокращается в 10 и более раз. Субкритический рост лидирующей трещины происходит аналогично развитию микротрещины вследствие молизации водорода в близлежащих к магистральной трещине островках границ с плохим сопряжением кристаллических решеток смежных зерен или границ раздела матрица-включение с последующим разрушением островков границ зерен с хорошим сопряжением кристаллических решеток смежных зерен. В этот период СР ускоряется за счет значительного увеличения концентрации микронесплошностей и потока водорода в микронесплошности островки границ зерен с плохим сопряжением решеток смежных кристаллитов или в границы раздела матрица-включение, попадающие в области концентраций напряжений и пластических деформаций, образующиеся впереди растущей трещины.

2.2 Сравнительный анализ методик коррозионно-механических испытаний материалов и выбор критериев оценки коррозионной

стойкости материалов

2.2.1 Контроль коррозионного состояния оборудования В условиях многофакторного воздействия коррозионных сред се-

роводородсодержащих месторождений, обусловленных наличием Н2Б, С02 и минерализованной пластовой воды, кинетика и характер коррозионных поражений конструкций чрезвычайно разнообразны. Для оценки степени агрессивности рабочих сред и характера коррозии металлоконструкций, определения эффективности противокоррозионных мероприятий и своевременного принятия мер для снижения коррозионных потерь, установления сроков реконструкционных работ и прогнозирования надежности конструкций необходим постоянный многоплановый контроль за процессами коррозии с применением различных средств и методов (рис.39) /80/.

Контроль коррозионного состояния коммуникаций и оборудования ОГКМ наряду с наружным осмотром осуществляется следующим образом.

Скорость общей коррозии определяется по образцам-свидетелям и электрическим зондам коррозиометров СК-3. Расслоения и изменение толщины стенок аппаратов и трубопроводов в местах, наиболее подверженных воздействию среды выявляют ультразвуковым методом.

Количество продиффундировавшего через металл водорода фиксируют с помощью водородных зондов /5, 80/.

Постоянно следят за содержанием ионов железа в жидких средах аппаратов. Внутреннюю поверхность насосно-компресеорных труб ( НКТ ) и обсадных колонн исследуют с помощью каверномера ОТИС. Состояние оборудования и трубопроводов оценивают акустико-эмиссионным методом во время периодических испытаний конструкций на прочность. Ежегодно проводят техническое освидетельствование НКТ, участков трубопроводов и аппаратов во время ППР. Состояние натурных фрагментов, вырезанных из оборудования или коммуникаций, определяют,

Объекты контроля Метод и периодичность контроля, час Визуальный Образцы Зонды вод.СК Толщ. ст. УЗД Химанализ ср. Гидроиспыт.

Обвязка скважин 168 8760 4380

Шлейфы 168 - - 8760 - 43800

Аппараты 24 8760 372 8760 248 26280

Межблоч. Трубы и зап. армат. 24 - - 8760 - 26280

Узлы замера 24 372 8760 248 26280

Газо- и конденсат опроводы 24 8760 372 8760 744 43800

О 13 4 т О

Оценка метода 3.7 2.5 3.0 4.0 3.2 4.0

Рис.39. Контроль коррозии оборудования ОГКМ

подвергая их механическим и коррозионным испытаниям, металлографическому и фрактографическому анализу, измеряют количество окклюдированного металлом водорода.

Аналогичные методы контроля коррозионных процессов применяют на промыслах США, Канады, Франции. Следует отметить, что большинство перечисленных методов контроля являются косвенными, не позволяющими установить прямую зависимость между скоростью коррозии и фиксируемыми показателями или анализами. Так, на практике показания коррозиометров иногда не изменяются или меняются скачкообразно из-за образования на чувствительном элементе язв, точечных дефектов и электропроводящих продуктов коррозии, поэтому во время профилактических работ необходимо очищать чувствительный элемент от продуктов коррозии. Трудно оценить действительную скорость коррозии по зависимости К = С*0./Бк, г/(м2*ч) (С - содержание ионов железа в жидких средах; 0. - расход жидкости в расчетной точке; Б -площадь контакта металла с анализируемой жидкой средой ), так как при сероводородной коррозии подавляющее количество железа удерживается на поверхности корродирующего металла. Контроль с помощью образцов, испытываемых при постоянной деформации, также не является корректным вследствие того, что напряженное состояние этих образцов существенно отличается от напряженного состояния обследуемых объектов.

Наиболее полную информацию о состоянии металлических конструкций получают во время технического освидетельствования оборудования, а также при исследовании натурных элементов и образцов, вырезанных при ремонте. Следует отметить, что сроки ремонта, как правило, весьма ограничены, тем не менее для успешного и качест-

венного проведения его необходимы оперативные данные о коррозион-но-механических свойствах сталей бывших в эксплуатации. При этом важное значение имеет сопротивление металлов СР.

2.2.2 Анализ методов испытаний материалов на коррозионное

растрескивание

Многообразие методов, применяемых для определения стойкости материалов против коррозионного растрескивания ( КР ), в некоторой степени связано с разнообразием эксплуатационных условий, в которых может иметь место коррозия под напряжением. Каждый из методов испытаний может иметь свое преимущество в соответствующих условиях. Метод испытаний не должен быть ни настолько жестким, чтобы приводить к отбраковке материала, стойкого в реальных условиях эксплуатации, ни настолько мягким, чтобы допустить использование материала в неприемлемых условиях. При испытаниях материалов на КР напряжение в испытуемых образцах создают с помощью: постоянной деформации, постоянной нагрузки и медленного растяжения ( МР ) -скорость деформации меньше 10~5 с-1 /6, 58, 59, 125, 139, 141, 197, 198, 201, 202, 204, 212/.

Испытания образцов с постоянной деформацией имитируют КР конструкции под действием остаточных напряжений /48, 164, 209/. Эти испытания просты и могут проводиться в действующих трубопроводах или аппаратах. К недостаткам данных испытаний относятся неопределенность и нестабильность уровня напряжений в образцах, значительная продолжительность и неоднозначность результатов, поскольку релаксация напряжений из-за роста трещин может замедлить или даже

остановить распространение растрескивания.

Испытания с постоянной нагрузкой (ПН) имитируют коррозионные разрушения под действием эксплуатационных напряжений /27, 138, 160/. Их преимущество состоит в том, что уровень напряжений точно определяется, а увеличение коррозионной трещины, уменьшая площадь поперечного сечения образца и увеличивая напряжения, приводит к более раннему разрушению образца по сравнению с методом испытаний с постоянной деформацией /166, 176, 205, 207/.

При испытаниях данными методами склонность материала к КР, как правило, определяется временем до разрушения на различной, заранее принятой базе испытаний. Такие испытания дают полезную информацию, однако результаты могут оказаться обманчивыми, т.к. время до разрушения складывается из инкубационного периода, субкритического роста трещин и времени долома. Материал, обладающий высокой трещиноустойчивостью - стойкостью к зарождению коррозионной трещины, не разрушится в течение базового времени испытаний и может классифицироваться как не склонный к КР, фактически имея низкую трещиностойкость, т.е. низкую стойкость против распространения коррозионных трещин. Для выявления этого необходимо подвергать образцы излишне продолжительным испытаниям, что в большинстве случаев неприемлемо с практической точки зрения, т.к. трудно поддерживать стабильными условия воздействия среды.

Анализ и сопоставление литературных данных /45, 138, 166, 193 - 194,195,196/ за 1972 - 1984 г. г. позволил выявить значительное количество различных по сложности и обоснованности методов испытаний на СР /68/. Рассматривались только источники, в которых коррозионная среда насыщалась сероводородом, и определяли процентное

отношение идентичных основных параметров испытаний и критериев оценки результатов в общем объеме рассмотренных данных ( таблица 4). Наибольшее применение имеют цилиндрические образцы с размером рабочей части, соответствующей, в большинстве случаев, ГОСТ 1497-84 или стандарту NACE ТМ-01-77. При этом в большинстве работ ( 61.1 % ) количество одинаковых образцов не указано, процентное отношение пяти и более образцов на одну точку составляет 25.9, четырех - 6.5 и трех - 6.5 %. Также не указано значение рН в большинстве источников ( 64,5 % ), в остальных рН среды имеет значение в пределах 2,8 ... 3,8. Температура коррозионной среды соответс-

Таблица 4. Методы испытаний на CP

Параметры сравнения Модификация параметра Процент использования

Образцы Цилиндрический Плоскии Натурный U - образный 48,3 35,5 9,7 6,5

Коррозионные среды 1-5% раствор NaCl + H2S Стандартный раствор NACE Производственная среда + H2S Н20 + H2S 45, 1 19,4 19,4 16,1

Способы нагружения Постоянная нагрузка Постоянная деформация Динамический изгиб Динамическое растяжение 48,3 35,9 9,7 6,1

Критерий оценки Среднее время до разрушения Величина пороговых напряжений Изменение механических характеристик Время до разрушения 50 % образцов Время до появления первой трещины 51,6 16,1 16,1 9,7 6,5

твует 20 ± 2°С ( 32,, 2 % температуре (6,5% ),

), 25 ± 2°С ( 29 % ) и производственной в остальных случаях ( 32,2 % ) не указана

величина температуры. Удельный объем среды на единицу площади поверхности испытываемого образца не отмечен в большинстве работ ( 80,7% ); 20 мл/см2-12. 9%, 15 мл/см2 - 3.2 %, 7 мл/см2 - 3.2 %. Базу испытаний принимают от 2 до 3800 часов, при этом наибольшее процентное отношение имеет база испытаний 720 часов ( 16.1 % ). Большинство исследователей предпочитают испытывать образцы на CP при постоянной нагрузке, применять в качестве коррозионной среды насыщенный сероводородом раствор хлористого натрия и оценивать стойкость материала средним временем до разрушения образцов.

Сравнить результаты коррозионных испытаний различных исследователей с целью выбора стойкого материала или оптимальной технологии изготовления конструкции и методов ее защиты более чем в 90 % случаев невозможно из-за несоответствия в отдельных источниках даже основных параметров испытаний. Поэтому для решения задач повышения работоспособности конструкции, контактирующих с сероводород-содержащими средами, разработана в 1985 году методика испытаний сталей на стойкость против CP МСКР-01-85, аналогичная стандартному методу NACE ТМ-01-77 /44, 192/. Данные методы предусматривают испытание цилиндрических образцов с размерами рабочей части диаметром d=3...6.4 мм и длиной рабочей части 1 = 25...50 мм в насыщенном сероводородом растворе NACE: 5 % NaCl + 0.5 % СН3С00Н, рН 2.8 ... 3.15, Т = 18 ... 25°С, удельный объем среды на 100 мм2 площади поверхности образца 20 ... 100 мл. Образцы подвергаются действию постоянной нагрузки на базе 720 часов, при этом фиксируют время до разрушения образцов в зависимости от уровня начальных напряжений и определяют пороговое напряжение при СР.

Однако этими испытаниями трудно сравнить стойкие материалы

или определить эффективность защитных мероприятий, так как образцы не разрушаются в течение базового времени испытаний даже при уровне начальных напряжений, равном пределу текучести материала. Кроме того, при проведении реконструкционных работ на оборудовании и коммуникациях, контактирующих с сероводородсодержащими средами, часто возникает необходимость экспрессной оценки коррозионных свойств бывших в эксплуатации материалов и вариантов технологий ремонтных работ. Для определения склонности материалов к КР и выбора оптимальных противокоррозионных мероприятий целесообразно применение ускоренных методов испытаний. Ускорение испытаний достигается повышением агрессивности коррозионной среды и применением образцов с надрезом или заранее наведенной трещиной /193, 197/. Недостатком таких методов испытаний является их значительное несоответствие условиям работы реальных конструкций, при этом определяется только трещиностойкость и исключается инкубационный период роста коррозионной трещины, который в условиях СР занимает более 80 % времени коррозионного разрушения /111/. Кроме того, этими методами невозможно определить эффективность различных обработок поверхностей с целью повышения стойкости испытуемых материалов.

Недостатки традиционных методов ускоренных испытаний отсутствует в коррозионных испытаниях при МР. Анализ опубликованных работ за 1986 ... 1990 гг показал высокий процент использования метода МР при оценке сопротивления материалов КР ( таблица 5). В процессе этих испытаний инкубационный период роста трещины не пропускается, а сокращается, при этом достигается возможность быстрого получения однозначных сведений о склонности материалов к КР или об эффективности методов защиты от коррозии в условиях, когда тра-

диционные методы испытаний гладких образцов не дают необходимой информации или требуют много времени. Динамическая деформация, являясь ускорителем процесса испытаний, позволяет получать оперативную информацию о стойкости материалов в условиях воздействия коррозионных

Таблица 5. Методы испытаний (использование)

Способ Постоянная Медленное Постоянная Постоянная

нагружения нагрузка растяжение нагрузка + МР деформация

Процент 46 35 12 7

использования

сред, близких к эксплуатационным (состав, температура). Обоснованность этих испытаний подтверждается тем, что фактически в эксплуатационных условиях и во всех типах испытаний на КР субкритический рост трещины происходит в условиях медленной динамической деформации в ее вершине, скорость деформации зависит от уровня напряжений и предела текучести материала /108, 168, 172/. В последнее время установлено немало систем "металл-среда", в которых механизм КР при испытаниях с постоянной скоростью деформации аналогичен механизму КР при МР. Характерной особенностью процесса трещинообразо-вания в этих системах является установление критического верхнего значения скорости растяжения, равного 10~5 с"1, при этом первые трещины появляются при общем растяжении образца около 2 % /211/.Они растут с типичной средней скоростью 10~6 - 10 "3 мм*с-1 и приводят к значительному снижению пластичности материала. По данным /183/ при изменении внутреннего давления в трубопроводах может иметь место деформация стали со скоростью 10"6 - 10 ~7 с-1, способствующая повышению склонности к растрескиванию.

Испытания МР широко используются для определения стойкости против КР различных металлических сплавов в атмосфере водорода, нейтральных, кислых и щелочных средах, при температурах от 20 до 570°С /183,1-84, 185,187, 188, 189,195, 196, 197,198, 199, 200, 201/. В тоже время имеется утверждение /106/ о неправомочности пересчета характеристик КР, получаемых в ходе испытаний при МР и постоянной нагрузке, т.к. по мнению автора /106/, механизмы этих двух процессов КР различны. Следует отметить, что, несмотря на многообразие теооретических представлений о микропроцессах при КР, исследователи до настоящего времени судят о механизме КР по результирующим проявлениям сложно взаимодействующих и труднопредсказуемых микропроцессов, фиксируемых в процессе испытаний с помощью электрохимических и металлофизических методов, методов неразрушающего и разрушающего контроля.

Авторы /170/ с учетом результатов испытаний стали А517 марки Р подтверждают вывод о том, что при МР характер КР идентичен наблюдаемому характеру КР стали в эксплуатационный условиях. Результаты испытаний алюминиевого сплава AI-7075 /185/ и нелегированных сталей (0,02 ... О,08 % Си 0,002 ... О,006 % N ) /179/ методами ПН и МР дают близкие значения определяемых критериев сопротивления КР.

Сопротивление нержавеющей стали КР в хлоридосодержащей среде при 290°С определяли при постоянной нагрузке и постоянной скорости деформирования 2,8*10"6 с-1 образцов из стали 304, отожженной в течении 1 ч при 1039°С с последующей закалкой в воду. Другие образцы получали быстрым охлаждением прутка из стали 304 проплавленного неплавящимся электродом /161/. При фрактографическом исследо-

вании изломов образцов однофазной и двухфазной сталей после испытаний обоими методами обнаружено, что характер разрушения одинаков и носит транскристаллитный характер.

Авторы /185/ оценивали влияние скорости деформирования и твердости трубной стали типа 5 LX-X65CR на склонность к водородному охрупчиванию. Эксперименты проводили при скоростях деформирования от 10"3 до 10"7 с"1 и, для сравнения, при постоянном нагружении, составляющем от 26 % до 120 % предела текучести сталей. Склонность к водородному охрупчиванию образцов при МР оценивали по их относительному сужению ¥с, %, а при постоянной нагрузке - по величине пороговых напряжений бп на базе 500 ч. Отмечается /183/ хорошая корреляция результатов испытаний, полученных в обоих случаях.

Для оценки склонности трубной стали Х60 к CP испытывали /210/ образцы при МР в сероводородсодержащем растворе NACE. За критерий склонности к растрескиванию принимали величину относительного сужения. Установлен характер зависимости приведенной величины относительного сужения от скорости деформирования в растворе NACE при потенциале коррозии стали. Вид полученной зависимости свидетельствует, что разрушение стали обусловлено водородным охрупчиванием. На продольных шлифах образцов, испытанных в растворе NACE при скорости деформирования Ю-7 с-1 после предварительной выдержки в течение часа, обнаружили трещины, перпендикулярные оси нагружения, и отходящие от изломов вторичные трещины параллельные оси нагружения. Трещины в обоих случаях были аналогичны наблюдавшимся на образцах, испытанных в том же растворе в течении 48 часов при статическом нагружении б = 0,72*бо>2-

Склонность к КР аустенитной нержавеющей стали 304Ы2 определяли в 1М НС1 /168/. Исследована кинетика развития трещин при постоянной нагрузке, равной 208 МПа и постоянных скоростях деформирования от 10~-5 до 10"7 с-1. С уменьшением скорости деформирования скорость роста снижалась до уровня, характерного для опытов с постоянной нагрузкой, соответствующей деформации в интервале от 0, 05 до 0, 6 %. В этом интервале уровень постоянных нагрузок и деформации мало влиял на кинетику трещины. При более высоких скоростях деформирования 10"4 - 10"5 с-1 трещины развивались под углом 30

60 0 к оси деформации, ветвились и часто меняли направление. При постоянной нагрузке трещины распространялись практически перпендикулярно оси нагрузки и ветвились намного реже. Не было заметно пластического течения образцов. При скоростях деформирования Ю-6 с-1 и меньше характер развития трещин был таким же, как и в опытах с постоянной нагрузкой.

Для повышения экспрессности и надежности определения склонности стали к водородному охрупчиванию автором /97 / предлагается использовать образцы диаметра Б с кольцевым надрезом диаметром (1, растягиваемые при скорости движения захвата 10"8 м/с, в растворе Н2304 с добавкой 1,5 г/л тиомочевины. О склонности к водородному охрупчиванию судят по величине отношения максимальной нагрузки к разрушающей нагрузке при испытании на воздухе, а также по величине коэффициента К1В0Д- интенсивности напряжений в вершине надреза при разрушающей нагрузке наводороживаемого образца:

К!00*-* V * Г / Б3/2,

( 1 )

где F - разрушающая нагрузка, даН; D - диаметр образца, мм; V -1.72 (d в 1.27 раза меньше D).

Значение Кi вод- можно использовать для сравнительной оценки стойкости к -водородному охрупчиванию различных материалов. Если прочностные свойства сравниваемых материалов существенно отличаются, то автор предлагает степень сохранения их работоспособности при наводороживании характеризовать отношением К!В0Д' к пределу текучести ненадрезанных образцов. Результаты оценки склонности водородному охрупчиванию стали типа 09ХГ2Н с различным содержанием азота, полученные по данной методике, имели хорошую корреляцию с данными по длительной прочности образцов без надреза. При этом экспрессный метод дает результаты с высокой производительностью при малой продолжительности испытаний.

С целью определения коэффициента интенсивности напряжений /171/ образцы в виде консольной балки из стали 30ХГСН12А испытывали в 3, 5 %-м растворе хлорида натрия при скорости прогиба балки 2,3 мкм/с и, для сравнения - при постоянной нагрузке. Полученные значения при стандартных ( 11,96 МПа*м1/2 ) и ускоренных ( 11,69 МПа*м1/2 ) испытаниях близки, что свидетельствует /171/ о перспективности применения коррозионных испытаний МР для экспресс-оценки величины коэффициента интенсивности напряжений.

Для определения влияния температуры отпуска на сопротивление CP стали марки API С-90 проводили стандартные коррозионные испытания согласно NACE ТМ 01-77 и при скорости деформации 3*10"7 с-1 /181/. Установлена линейная зависимость корреляции между величиной пороговых напряжений, полученных при постоянной нагрузке, и приведенным значениям относительного сужения образцов после МР.

Вышеизложенное и практика широкого применения, наряду с традиционными, ускоренных испытаний медленным растяжением для определения сопротивления материалов КР /49, 165, 169/, а также результаты исследований защитной способности покрытий /70, 191/ и оценки защитных свойств ингибиторов /154, 174/ позволяют считать перспективным развитие и использование метода МР для определения коррози-онно-механических характеристик материалов и эффективности противокоррозионных мер.

Таблица 6. Испытательное оборудование (традиционное)

Марка Страна Макс. Мин.скор. Тип Габаритные Масса Уст.

машины (фирма) нагр. перемещ. при- размеры, мм кг мощн.

(кН) захв.,м/с вода кВт

Р - 5 СССР 50 1,6*10"! мех. 1400x710 750 2, 0

1253 СССР 20 3,3*10"6 мех. 2200x700x2400 1500 5

У-2-1

2054 Р — R СССР 50 1,6*10~5 мех. 630x775x2125 600 1,2

Г 0 РЮ СССР 100 l,6*10"f гидр Высота 2480 1260 2, 6

ZD10/90 VEB (ГДР) 40 8,3*10"® мех. 1360x2440x660 1100 5,3

1162 ШК(ФРГ) 50 3,3*10"® мех. 2300x1050x700 800 2 2

Tensi- Tetzimpex 50 8,3*10" мех. 1400x1750x800 850 4,'5

test (Венгрия)

DY 18 Aciamel 50 8,3*10 6 мех. 2310x1200x800 780 0,6

Lomardy ((ТУПЯ'Р'ТШСГ ^

DSS-500 ^У/раПЦУШ / Shimadzu 50 8*10 ~6 мех. 1970x1100x750 800 1,0

(Япония) rj

1121 Instron 10 8,3*10"7 мех. 1775x735x840 260 0, 5

LTD 8,3*10~8

1185 Instron 100 мех. 1810x550x650 1050 S j 5

(Англия)

HT N 10 Torsee 100 5*10 8 гидр горизонт. 1500 0,95

(Япония)

Однако для коррозионных испытаний при МР требуется соответствующее оборудование. Анализ характеристик выпускаемых отечественных разрывных машин свидетельствует об отсутствии у них необходи-

мого диапазона низких скоростей растяжений. Кроме того, это оборудование, как и дорогостоящие импортные разрывные машины (табл. 6), однопозиционное, его использование для коррозионных испытаний непроизводительно и экономически нецелесообразно, т. к. такие испытания могут продолжаться более 10 часов. При этом оборудование предназначено исключительно для лабораторных испытаний при вертикальном расположении образцов.

Итак, применяемые для испытаний на CP материалов типовые методы NACE ТМ-01-77 и аналогичный отечественный МСКР 01-85 требуют много времени и не позволяют сравнить коррозионностойкие материалы или определить эффективность защитных мероприятий, так как образцы не разрушаются в течении базового времени испытаний. Для быстрого получения сведений о сопротивлении материалов CP целесообразно применение ускоренных испытаний в условиях, идентичных типовым испытаниям, но при медленном растяжении. При наличии соответствующего оборудования и методики можно оперативно оценивать стойкость материалов и эффективность противокоррозионных мер в условиях, когда типовые методы испытаний не дают необходимой информации или требуют много времени.

2.2.3 Скорость деформации при экспресс-испытании материалов на

сероводородное растрескивание

Анализ известных работ показывает, что при коррозионных испытаниях МР основными коррозионно-механическими характеристиками материалов и сварных соединений являются значения относительного сужения ¥с /29, 180/ 187/, относительного удлинения 5С /194, 210/,

предела прочности бвс /163, 193/ и работы коррозионного разрушения Ас /24, 29, 97 /. Для оценки изменения механических свойств материалов и сварных соединений применяют и приведенные величины, т.е.отношения вышеуказанных значений к соответствующим величинам после разрушения образцов на воздухе /62, 68, 72, 185/. Особым является вопрос о скорости деформации.

В процессе испытаний МР активный захват машины перемещается с постоянной скоростью V, которую и принимают за скорость деформирования образца с рабочей длиной 10, скорость деформации при этом считается также постоянной е'= V / 10 /31/. Вполне понятно, что для испытаний материалов на КР основными параметрами являются напряжения, деформации и скорость скорость деформации в условном их понимании, что не противоречит известной терминологии в области испытаний на растяжение.

В работе /50/ сделана попытка разделить испытания с постоянной скоростью удлинения образца и с постоянной скоростью деформации. Для этого использовано определение логарифмической деформации е = 1п(1т / 10) и скорости деформации в виде z = V / ( 10 + v*t ). Эти величины общепринято определять как истинные при условии равномерного распределения деформации по текущей длине 1т в момент времени х. В противном случае они становятся непригодными, т.к. ничего не противопоставляют своему формальному усложнению. Так скорость движения активного захвата машины предлагается /50/ изменять во времени V = (е'*10) / (1-т*б'), где постоянная величина е не отражает реальные деформации материала при испытаниях на КР. Исследованиями /3/ процессов деформации с учетом дисперсности структуры и влияния среды установлено, что только в упругой стадии растяжения

образца деформация протекает равномерно по всему объему, а затем в условиях пластичности наблюдаются неравномерные сдвигообразования в наиболее слабых местах. Первичная пластичная деформация происходит на небольшом участке длины образца и сопровождается сужением поперечного сечения. Однако, материал этого участка упрочняется сильнее, чем ослабляется сечение из-за сужения, и деформация переносится на неупрочненные участки. Указанный процесс непрерывно повторяется, поэтому удлинение считают равномерным /3, 83 /. Известно также /194/, что скорости деформации материала после зарождения трещин в образце вообще не определяются, поскольку деформация сосредотачивается в месте будущего разрушения. Поэтому автор работы /50/, описывая в дальнейшем результаты экспериментальных исследований, не пытался указать на какой-то реальный смысл в необходимости разделения испытаний с постоянной скоростью удлинения и при постоянной скорости деформации образца.

При испытаниях МР достигается равновесие между скоростями механических процессов, способствующих вязкому разрушению и коррозионных процессов, вызывающих хрупкое КР. В случае высоких скоростей деформирования вязкое разрушение образца произойдет прежде, чем коррозионные процессы окажут необходимое воздействие; при слишком медленной скорости - на поверхности испытуемого металла возможно образование защитных пленок, замедляющих процесс КР, кроме того, неоправдано увеличивается время испытаний /196/. Поэтому одним из основных параметров испытаний является величина оптимальной скорости деформирования, которая зависит от исследуемой системы "металл-среда" и должна наряду с остальными параметрами обеспечить соответствие механизма разрушения испытуемого материала разрушению

Рис. 40. Влияние скорости относительной деформации на приведенную

величину относительного сужения сталей

Рис. 41. Разрушения образцов из стали 20 при испытаниях с различным

скоростями растяжения, 1x6000

его в условиях эксплуатации или при традиционных испытаниях на КР. Как отмечено ранее в большинстве систем "металл-среда", КР происходит при скоростях 10"5- 10"7 с"1.

Для определения режимов испытаний материалов на CP исследовали влияние скорости деформирования на коррозионное поведение сталей в сероводородсодержащей среде NACE: 5-процентной раствор хлористого натрия с добавлением 0,5-процентной уксусной кислоты, насыщенный сероводородом до концентрации 3 г/л, рН 3,1, при 293 ± 3 К /192/. Свойства материалов оценивали приведенной величиной относительного сужения образцов KY = где - относительные сужения образцов после испытаний в коррозионной среде и на воздухе согласно ГОСТ 1497-84 соответственно.

Испытания при скорости деформирования 2,5*10~3 с"1 ( скорость, рекомендуемая ГОСТ 1497-84 при механических испытаниях ) проводили на стандартной испытательной машине Р-5. Время испытаний образцов до их разрушения при такой скорости деформирования сокращается до 5 минут. Пластические свойства сталей сохраняются на достаточно высоком уровне (рис. 40), характер разрушения образцов - в месте разрушения образуется шейка, вязкий, ямочный, (рис. 41,а), Это свидетельствует о том, что при скоростях деформирования е > 2,5*10~3 с"1 коррозионная среда не успевает оказать существенного влияния на свойства металла и охрупчивания не происходит, что отмечают и авторы в ряде работ /43, 64, 92 , 108, 172/. Следовательно, испытания при стандартных скоростях деформирования не пригодны для экспресс-оценки коррозионно-механических свойств сталей и сварных соединений.

Существенное изменение пластических свойств сталей наблюдается в диапазоне 2,5*10~3 до 1,7*10~5 с-1 (рис. 40). При снижении скорости деформирования до 1,7*10~5 разрушение сталей имеет более хрупкий характер, доля вязкой составляющей уменьшается.

При скоростях деформирования меньших 5,2*10"6 образцы имеют квазихрупкий кристаллический излом ( ¥ < 15 %, рис. 41,6 ) с наличием вторичных трещин, характерных для сероводородного растрескивания. Механизм разрушения, определяющий СР, основан на охрупчива-нии водородом стали, поэтому характерной особенностью разрушения при СР является квазихрупкий интерскол. Аналогичный характер разрушения имеет место после испытаний в Н23 при постоянной нагрузке, что позволяет сделать вывод об идентичности механизмов, определяющих сопротивление КР при испытании различными методами.

Полученные экспериментальные данные по влиянию скорости деформирования на приведенную величину относительного сужения, после статистической обработки представлены на рис.40 . Зависимости между параметрами определяли с помощью метода прогонки, который менее трудоемок, чем метод наименьших квадратов, позволяет выдерживать большее число условий при обеспечении заранее обусловленной точности приближения /1, 26, 55, 122/. На основе анализа формы точечных рядов в качестве функциональной зависимости была выбрана дробно-рациональная функция К второго порядка, которая обеспечила заранее обусловленную точность приближения б, равную 5 % :

К = (1п е'* 106 + В)/[-А * ( 1п е' * 106 )2 + С], (2)

где А, В и С - постоянные величины, зависящие от испытуемого материала, численные значения которых соответственно: 0,130; 5, 315; 22,91 - для стали 20; 0,420; 8,161; 44,35 - для стали 25; и О, 768; 4, 553-; 66, 96 - стали 40Х.

Анализ вида зависимости ( 2 ) в интервале значений г от 10"1 до 10"6 с"1 показал, что при £ < 2*10"6 с-1 кривая асимптотически приближается к горизонтали. Полученные результаты испытаний с учетом анализа литературных данных позволили рекомендовать при экспрессных испытаниях трубных сталей в сероводородсодержащей среде скорость относительной деформации образцов 2*10~6 с"1 /76, 78, 83 /. При этом необходимо учитывать, что в процессе испытаний образец деформируется не- только на расчетной длине 10, а на всей длине 1 с сечением Р0, тогда скорость относительной деформации равна:

(А1/1) * (1/1) , с"1, (3)

где X, - время испытаний, с.

Скорость деформирования образца, т.е. скорость движения подвижного захвата разрывной машины Упз определяется из соотношения:

V = М/г =е'*1 , т.к. ъ = Д1 /(1*е') (4)

Тогда для цилиндрического образца тип IV ГОСТ 1497-84 при 1=3, 6*10~2м:

\/Пз = 3,6*10~2*2*10~6 = 7, 2*10~8 м/с, (5)

Заключение диссертации по теме «Машиноведение, системы приводов и детали машин», Фот, Андрей Петрович

6. ОБЩИЕ ВЫВОДЫ И ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Увеличение количества объектов с сооружениями, подвергаемыми коррозионному воздействию агрессивных сред, вызывает острую необходимость своевременной диагностики состояния этих сооружений и прогнозирования возможных разрушений. Данные виды работ невозможно осуществить без экспериментального оборудования, в частности без разрывных машин для определения коррозионно-механических характеристик материалов, работающих в коррозионных средах. Учитывая длительность упомянутых испытаний с использованием традиционных методик, весьма целесообразным является внедрение прогрессивных методик испытаний и создание специальных многопозиционных разрывных машин, обеспечивающих одновременное испытание большого количества образцов материалов в идентичных условиях и уменьшающих время испытаний в десятки раз. Вышеуказанным требованиям отвечают созданные в лаборатории надежности кафедры деталей машин и прикладной механики Оренбургского государственного университета многопозиционные разрывные машины КМУ-3-2М, МР6П-М, МР-5-8В и модификации этих машин. При этом схема восьмипозиционной машины дает возможность проведения испытаний по традиционной методике с постоянной нагрузкой на образцы и по современной методике с малой постоянной скоростью деформирования образцов. При подведении итогов проделанной работы можно отметить:

- Разработанная методика испытаний образцов материалов с постоянной малой скоростью деформирования позволяет получить значения коррозионно-механических характеристик в 10.30 раз быстрее по сравнению с существующими методами испытаний и обеспечить оперативную оценку состояния конструкций, контактирующих с сероводород-содержащими средами;

- Созданный комплекс испытательного оборудования обеспечивает требуемые параметры испытаний в условиях специализированных лабораторий и на действующих трубопроводах и агрегатах в процессе их эксплуатации. Оборудование требует использования приводов со сверхбольшими передаточными отношениями (в частности редукторов с замкнутыми дифференциалами - РЗД) для получения особо малых скоростей деформирования образцов согласно современным требованиям к методикам испытаний;

- Предложена новая классификация механизмов с РЗД, включающая принципиально отличающиеся от известных схемы таких механизмов и в известной литературе по этому вопросу не описаных. Результаты работы позволяют существенно облегчить процесс проектирования механизмов с замкнутыми дифференциалами, уменьшить затраты времени на проработку различных вариантов РЗД с целью оптимизации их параметров. Обеспечена возможность выбора рациональной схемы РЗД с целью обеспечения заданного значения передаточного отношения привода, предложена методика кинематического расчета РЗД различных схем с целью определения передаточных отношений, угловых скоростей (частот вращения) валов (колес), подбора чисел зубьев передач. Отражены особенности энергетического и прочностного расчетов в РЗД предлагаемых автором схем;

- При проектировании МРМ наряду с поиском решений, обеспечивших высокую компактность и малую металлоемкость конструкций, предложен метод оценки эффекта взаимовлияния испытываемых образцов. Необходимость обоснования конструктивных решений потребовала создания методики расчета динамических характеристик МРМ, количественно определяющих эффекты взаимовлияния. Достаточная сложность расчетных формул обусловила разработку специального программного обеспечения ■ на базе ПЭВМ для проведения регрессионного анализа и получения соответствующих зависимостей. Последние дали возможность оперативного анализа конструкций МРМ и назначения корректирующих мероприятий для снижения негативных эффектов в процессе испытаний;

- Методика испытаний и комплекс оборудования дают возможность оценить коррозионно-механические характеристики различных новых и бывших в эксплуатации материалов конструкций, работающих с серово-дородсодержащими средами, а также эффективность защитных мероприятий;

- Оперативная экспресс-оценка свойств материалов и разработанный метод прогнозирования срока службы конструкции сокращают расходы на проектирование новых нефтегазохимических комплексов, проведение ремонтно-профилактических и реконструкционных работ, снижают вероятность аварийных ситуаций с тяжелыми экологическими последствиями на предприятиях нефтегазохимического комплекса.

Список литературы диссертационного исследования доктор технических наук Фот, Андрей Петрович, 1998 год

7 СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ

1. Адлер Ю.П.,Грановский М.В. Планирование эксперимента при поис-

ке оптимальных условий. - М.: Наука, 1971. - 357 с.

2. Андронов A.A. ,Витт A.A. Дайкин С.Э. Теория колебаний. - М. ¡На-

ука, 1982. - 915 с.

3. Андрейкин А.Е., Панасюк В.В. Механика водородного охрупчивания

металлов и расчет элементов конструкций на прочность /АН УССР. Физ.-мех. ин-т.- Львов, 1987. - 50 с.

4. Арчаков Ю.И. Водородная коррозия стали - М.: Металлургия,

1985.- 192 с.

5. А. с. 1193562 СССР, МКИ4 G01N17/00. Способ определения кон-

центрации диффузионно-подвижного водорода в металле конструкции / Б. Р. Павловский, П. А. Лидванский, Н.Н.Галян, Н.В.Холза-ков. - Опубл. 21.11.85, Бюл. N 43.

6. А. с. 1027585 СССР, МКИ4 G01N16/00. Способ оценки коррозионной

стойкости материалов. / Б.Б. Перунов, В.М.Кушнаренко, А.М.Пауль. - Опубл 07.07.83, Бюл. N 25.

7. А. с. 1392460 СССР, МКИ4 G01N17/00. Устройство для коррозион-

ных испытаний образцов / В.М.Кушнаренко, А. П.Фот, А.П.Макаров, Б.В.Перунов, В.П.Макаров. - Опубл. 30.04.88, Бюл. N16

8. А. с. 1606914 СССР, МКИ4 G01N17/00. Установка для исследования

коррозионного растрескивания в водородсодержащих средах / В.М.Кушнаренко, О.И. Стеклов, Р.Н.Узяков, А.П. Фот, И. Д.Миргородский. - Опубл. 15.11.90, Бюл. N42.

9. А. с. 1718012 СССР, МКИ5 G01N3/08. Устройство для испытания

трубчатых образцов / В.М.Кушнаренко, А.П.Фот, О.И.Стеклов,

В. А. Огородников, В. Г. Ставишенко. - Опубл. 07.03.92, Бюл. N9.

10. Ахназарова С.Л., Кафаров В.В. Методы оптимизации эксперимента в химической технологии.- М.: Высшая школа, 1985.- 327 с.

И. Балезин С.А. Об определяющих факторах коррозии и ингибирова-ния //Журнал физической химии. - 1973. - N 12. - С. 2961 -2964.

12. Бастьен П., Рок, Верон А. Переработка нефти и газа: Тр. 5-го Междуародного Нефтяного конгресса. - М.: Гостехиздат, 1961. Т.З. - С. 466 - 469.

13. Бейзельман Р.Д. Подшипники качения: Справочник.- М.: Машиностроение, 1975. - 576 с.

14. Белоглазов С.М. Наводороживание стали при электрохимических процессах. - Л.: Изд. ЛГУ, 1975. - 412.

15. Бендат Д. Ж.,Пирсол А. Измерение и анализ случайных процессов. -М.: Мир, 1974. - 464 с.

16. Бойко С.В. Разработка технологии осаждения пиролитических хромовых покрытий в атмосфере аммиака: Автореф. дис. ... кан. техн. наук. - М.:1990. - 25 с.

17. Браун М.П., Веселянский Ю. С., КостыркоО.С. и др. Фрактогра-фия, прокаливаемость и свойства сплавов.- Киев:Наукова думка, 1966. -312 с.

18. Бугай Д.Е., Гетманский М.Д., Кушнаренко В.М. и др. Методика определения степени защиты сталей ингибиторами от коррозион-но-механического разрушения в сероводородсодержащих минерализованных средах: РД 39-0147103-324-88. - Уфа: ВНИИСПТнефть, 1988. - 25с.

19. ВейцВ.Л., Каловский М. 3., Кочура А. Е. Динамика управляемых

машинных агрегатов. - М.: Машиностроение, 1984. - 351 с.

20. Волченко В.Н., Ямпольский В.М., Фролов В.В. и др. Теория сварочных процессов. - М.: Высшая школа, 1988. - 559 с.

21. Вольтер- В.В. Применение метода множественной корреляции: Сб. науч. тр. - М.: ЦНИИК, 1963. - Вып.5. - 238 с.

22. Вульфсон И.И. Динамические расчеты цикловых механизмов. Л.: Машиностроение, 1976. - 328 с.

23. Гончаров Н.Г. Повышение стойкости против сероводородного коррозионного растрескивания металла сварных швов нефтегазопроводов: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. - М.: 1989. 22 с.

24. Голованенко С.А., Малкин В.И., Кальнер Б.Д. Об оценке склонности стали к водородному охрупчиванию при наводороживании ее в процессе деформации // Новые методы испытаний металлов: Сб.науч.тр. - М.: Металлургиздат, 1982. - С. 85 - 86.

25. Голубев В.К. Борьба с сероводородной коррозией на Оренбургском месторождении: Научно-технический обзор.-М.:ВНИИЭгазп-ром, 1975.- 41 с.

26. ГОСТ 8.207-76. Прямые измерения с многократными наблюдениями. Методы обработки результатов наблюдений. - М.: Изд-во стандартов, 1976.

27. ГОСТ 2694-84. Соединения сварные. Методы испытаний на коррозионное растрескивание. - М.: Изд-во стандартов, 1984.

28. ГОСТ 21354-87. Передачи зубчатые цилиндрические эвольвентные внешнего зацепления. Расчет на прочность. - М.: Изд-во стандартов, 1987.

29. ГОСТ 9.90-1.1-89. Металлы и сплавы. Общие требования к методам испытаний на коррозионное растрескивание. - М.: Изд-во

стандартов, 1989.

30. Гутман Э.М., Зайнулин P.C., Шаталов А.Т. и др. Прочность газопромысловых труб в условиях коррозионного износа.- М.:Недра, 1984.-76 с.

31. Гутман Э.М., Антонов В.Г., Кушнаренко В.М. и др. Методика ускоренных испытаний сталей на стойкость против сероводородного растрескивания при постоянной скорости деформирования. -М.:ВНИИГАЗ, 1987.-19 с.

32. Гутман Э.М., Гетманский М.Д., Кланчук О.В., Кригман Л.Е. Защита газопроводов нефтяных промыслов от сероводородной коррозии. - М.: Недра, 1988. - 200 с.

33. Гутников B.C. Интегральная электроника в измерительных устройствах. - 2-е изд., перераб. и доп. -JI.: Энергоатомиздат, 1988.-С.132.

34. Гуттер Р.С.,Овчинский В.В.Элементы численного анализа и математической обработки результатов опыта. - М., Наука,1970. -280 с.

35.Давыдов Я.С. Неэвольвентное зацепление.-М.:Машгиз,1950.-180 с.

36. Дарков A.B., Шпиро Г.С. Сопротивление материалов. - М.: Высш. шк., 1989. - 623 с.

37. Джафаров З.И., Алиев С.Т., Аббасов Г.У. Ингибиторы наводоро-живания стали при катодной поляризации в кислой среде // Коррозия и защита окружающей среды. - 1985.- N 11,- С. 4 - 8.

38. Динамические расчеты многопозиционных нагружателей: Пособие исследователя - конструктора многопозиционных разрывных машин /А. П. Фот, А. А. Муллабаев, В.И.Чепасов, Г. А. Клещарева; ОГУ Оренбург,1997.-66 с.

39. Долинский В.Н., Каленкова А.Н., Кутьин А.М. и др. Ингибиторы коррозии на основе синтетических пиридиновых оснований //Газовая промышленность. - 1982. - N 9. - С. 30 - 32.

40. Долинский В.Н., Каленкова А.Н. .Бабкова Г.Л. и др. Исследование защитных и технологических свойств ингибитора коррозии металлов И-25-Д // Коррозия и защита в нефтегазовой промышленности. - 1980. - N 4. - С. 10 - 13.

41. Достижения науки о коррозии и технологии защиты от нее. Коррозионное растрескивание металлов / Под ред. Фонтана М., Стэйла Р.: Пер. с англ. под ред. Синявского B.C. - М.: Металлургия, 1985. - 488 с.

42. Драйпер Н., Смит Г. Прикладной регрессионный анализ.-М., Статистика, 1973. - 260 с.

43. Дьяков В.Г., Шрайдер A.B., Шибряев Б.Ф., Афанасьева С.А. Зарубежный опыт оценки стойкости металлических материалов к сероводородному коррозионному растрескивантю применительно к изготовлению нефтегазового оборудования: Обзорная информация. Сер. ХМ-9 - Технология химического и нефтяного машиностроения и новые материалы. - М.: ВНИТИХИМНЕФТЕМАШ, 1984. 38 с.

44. Дьяков В.Г., Медведева М.Л., Степанов И.А., Филиновский В.Ю. Методика испытания сталей на стойкость против сероводородного коррозионного растрескивания // Химическое и нефтяное машиностроение. - 1986. - N 12. - С. 19 - 20.

45. Захаров Ю.В. Влияние температуры отпуска на стойкость против сероводородного растрескивания высокопрочных сталей // Коррозия и защита в нефтегазовой промышленности. - 1975. - N 9. С. 23 - 26.

46. Иберла К. Факторный анализ. -М.: Статистика, 1980. - 348 с.

47. Иванов Е.С., Завадская В.П., Гетманский М.Д., Кузнецова Г.Н. Влияние ингибиторов на коррозионно-механическое поведение сталей / в сероводородсодержащих средах, имитирующих сточные воды нефтепромыслов //Журнал прикладной химии. - 1983. -Т.56.-N8.-С.1740-1744

48. Икеда А. Разработка высокопрочных трубных изделий для нефтегазового промысла, обладающих высокой стойкостью к сульфидно-коррозионному растрескиванию под напряжением: Проспект фирмы "Сумитомо металл индастриз ЛТД". - Токио, 1978,- 57 с.

49. Кадырбеков Б.А., Колесников В.А., Печерский В.Н. Оценка стойкости сталей к коррозионному растрескиванию при испытаниях с постоянной скоростью деформации //ФХММ. - 1989.- N1. С. 39 -42.

50. Кадырбеков Б.А. Методы оценки склонности сталей к коррозионному растрескиванию // Заводская лаборатория. -1986.-Т. 52. N 8.- С. 65 - 68.

51. Карпенко Г.В., Крипякевич Р.И. Влияние водорода на свойства стали. - М.: Металлургиздат, 1962. - 198 с.

52. Карпенко Г. В. Работоспособность конструкционных материалов в агрессивных средах.- Киев:Наукова думка, 1985.- Т.2. 240 с.

53. Карпенко Г.В. Физико-химическая механика конструкционных материалов. - Киев: Наукова думка, 1985. - Т. 1. - 228 с.

54. Каспарова О.В., Зорин A.A., Колотыркин Я.М. и др. Исследование коррозионного поведения углеродистой стали 45 после диффузионного хромирования и хромосилицирования в защитных средах // Защита металлов. -1991. - N 2. -С. 202 - 208.

55. Катковнин В.Я. Непараметрическая идентификация и сглаживание данных. - М.: Наука, 1985. - 335 с.

56. Кёше Г. Коррозия металлов / Пер. с нем. под ред. Я.М.Колотыр-кина. М.: Металлургия, 1983. - 541 с.

57. Киченко Б.В., Коваль О.Д., Кривошеев В.Ф., Легезин Н.Е. Лабораторные исследования защитного действия ингибиторов сероводородной коррозии в паровой фазе // Коррозия и защита в нефтегазовой промышленности. - 1983. - N 5. - С. 6-7.

58. Коваль В.П. Влияние сероводорода и низких температур на склонность к коррозионно-механическому разрушению углеродистых сталей // Защита металлов. -1979. -N1. -С. 87-89.

59. Копей Б.В. Влияние сероводородсодержащих нефти на коррозион-но-механическое разрушение конструкционных сталей // Коррозия и защита в нефтегазовой промышленности. - 1983. - N 10. С. 2 - 3.

60. Корж Т.В., Чернышова Т.А., Окенко А.П. и др. Влияние структуры металла сварного шва на его склонность к водородной хрупкости // Сварочное производство. - 1985,- N 5. - С. 24- 26.

61. Королев А.И., Королева Н.В. Современные и перспективные противокоррозионные покрытия для нефтегазовой промышленности: Сб.науч.тр. - М.: ВНИИОЭНГР, 1988. - Вып. 5. - 52 с.

62. Коррозия: Справ, изд. / Под ред. Л.Л. Шрайера. Пер. с англ. М.: Металлургия, 1981. - 632 с.

63. Коррозия и защита химической аппаратуры / Под ред.В.М.Сухотина. - Л.: Химия, 1974, - 157 с.

64. Кришталл М.А. Механизм диффузии в железных сплавах. - М.: Металлургия, 1972. - 400 с.

65. Кушнаренко В.М., Перунов Б.В., Попов В.А. Обеспечение безопасности при испытаниях сосудов // Безопасность труда в промышленности. - 1981. - N 5. - С. 60-61.

66. Кушнаренко В.М., Стеклов О.И., Бочкарев Г.И., УхановВ.С. Обследование коррозионных поражений металлических конструкций Оренбургского газохимического комплекса // Коррозия и защита в нефтяной промышленности. - 1983. - N 8. -С. 8-9.

67. Кушнаренко В.М., Уханов B.C., Узяков Р.Н. Коррозионные испытания трубных сталей // Тез. докл. V республ. конф. "Защита от коррозии металлоконструкций, коммуникаций и технологического оборудования". - Алма-Ата: ИОКЭ АН КазССР, 1984. - С.6.

68. Кушнаренко В.М., Стеклов О.И., Уханов B.C. О методах испытаний на сероводородное растрескивание // Коррозия и защита в нефтегазовой промышленности. - 1984. - Вып. И. - С. 5-8.

69. Кушнаренко В.М., Стеклов О.И., Уханов B.C. Установка для кор-розионно-механических испытаний // Заводская лаборатория. 1985. - N 10. - С. 90 - 91.

70. Кушнаренко В.М., Ильичев J1.JI., Письменюк С. П., Уханов B.C. Защитные свойства покрытия из нитрида титана в сероводородсо-держащих средах // Защита металлов. - 1986. -N5. -С. 811 -813.

71. Кушнаренко В.М., Стеклов О.И., Холзаков Н.В. Ремонт нефтегазовых металлоконструкций, контактирующих с сероводородсодер-жащими средами. - М.: ВНИИОЭНГ. - 1986. - 62 с.

72. Кушнаренко В. М., Ускоренные испытания трубных сталей на сероводородное растрескивание // Коррозия и защита скважин, трубопроводов, оборудования и морских сооружений в газовой про-

мышленности. - 1986. - Вып. 6. - С. 4-8.

73. Кушнаренко В.М., Мазель А.Г., Холзаков Н.В. Коррозия и защита конструкций в сероводородсодержащих средах газоконденсатного месторождения // Защита металлов. - 1987.- N 1. - С. 115 -119.

74. Кушнаренко В.М., Кемхадзе Г.В., Фот А.П., Повышение сопротивления сталей сероводородному растрескиванию // Тез. докл. Всесоюз. совещ. "Защита от коррозии нефтегазового оборудования при строительстве предприятий НГП". - Кр.Курган: НТО НГП, 1987. - С. 150 - 151.

75. Кушнаренко В.М., Стеклов О.И., Климов М. И., Холзаков Н.В. К прогнозированию развития расслоений в конструкциях при наво-дороживании // ФХММ. - 1988,- N 1.- С. 98 - 100.

76. Кушнаренко В.М., Стеклов О.И., Гутман Э.М. и др. Метод испытаний на коррозионное растрескивание с постоянной скоростью деформирования: Р 50-54-37-88. - М.: ВНИИНМАШ Госстандарта СССР, 1988. - 20 с.

77. Кушнаренко В.М., Кемхадзе Т.В., Румянцева E.JI., Уханов B.C. Оценка эффективности ингибиторов сероводородной коррозии сталей // Защита металлов. - 1988. - N 5. - С. 867 - 870.

78. Кушнаренко В.М., Фот А.П., Уханов B.C. Ускоренные испытания материалов на коррозионное растрескивание // Тез.докл. Всес. науч. - техн.конф. "Конструктивно-технологические методы повышения надежности и их стандартизация". - Тула: ТПИ, 1988. С. 100.

79. Кушнаренко В.М., Гетманский М.Д., Бугай Д.Е. и др. Ингибиро-вание коррозии и коррозионного растрескивания нефтепромысло-

вого оборудования в сероводородных средах. - М.: ВНИИОЭНГ, 1989. - 60 с.

80. Кушнаренко В.М., Гринцов A.C., Оболенцев Н.В. Контроль взаимодействия металла с рабочей средой ОГКМ.- М.:ВНИИЭгазп-ром,1989. -49 с.

81. Кушнаренко В.М., Фот А. П., Перунов Б. В., Уханов B.C., Миргородский И.Ф. Установка КМУ-3-2 для испытаний в натурных условиях // Заводская лаборатория. - 1989. - N7. - С. 86 - 87.

82. Кушнаренко В.М., Романов В.В., Филиновский В.Ю. и др. Метод определения защитной способности металлических покрытий: Р 54-275-89. - М.:ВНИИНМАШ Госстандарта СССР, 1989. - 23 с.

83. Кушнаренко В.М., Климов М.И., Уханов B.C. К методам оценки сопротивления материалов коррозионному растрескиванию // Заводская лаборатория. - 1989. - N 10. - С. 59 - 62.

84. Кушнаренко В.М., Гетманский М.Д., Фот А.П., Елеманов Б.Д. О методах определения свойств ингибиторов коррозионного растрескивания //ФХММ. - 1990. - N 2. - С. 113-114.

85. Кушнаренко В.М., Фот А.П., Гончаров Н.Г. Экспрессная оценка пороговых напряжений //Защита металлов. - 1990.- N9. - С. 1032 - 1034.

86. Кушнаренко В.М., Фот А.П., Стеклов О.И., и др. Машина МР-5-8В для коррозионно-механических испытаний // Заводская лаборатория. - 1991. - N 6. - С. 60 - 61.

87. Кушнаренко В.М., Фот А.П., Узяков Р.Н. Оборудование для коррозионно-механических испытаний в натурных условиях // Заводская лаборатория. - 1991. - N7. - С. 47 - 48.

88. Кушнаренко В.М*., Фот А.П., Узяков Р.Н. Оборудование для испы-

таний материалов в натурных условиях // Заводская лаборатория. - 1991. - N 9. - С. 64 - 65.

89. Кушнаренко В.М., Фот А.П., Гетманский М.Д., Елеманов Б.Д. Оценка -защитных свойств ингибиторов сероводородного растрескивания // Тезисы докладов 2-ой межобластной научно-практической конференции "Теория и практика защиты от коррозии металлических и железобетонных конструкций и оборудования". -Астрахань: 1988. - с. 18.

90. Лавренко H.A. Алитирование насосно-компрессорных труб из стали 362 С // Сталь. - 1971. - N 9. - С. 835.

91. Левина З.М., Решетов Д.Н. Контактная жесткость машин. - М.: Машиностроение, 1971. - 264 с.

92. Левина И.Н. Влияние водорода и скорости деформации на характер разрушения стали 12Х18Н10Т. - М.: ВИНИТИ, 1983. - 5 с.

93. Ломако П.М., Имра Т.Ф. Борьба с коррозией на месторождениях с сероводородсодержащей продукцией. - М.: ВНИИОЭНГ, 1985. - 52 с.

94. Лоран П.Ж. Аппроксимация и оптимизация. - М.: Мир, 1975. -

357 с. 95. Лубенский А.П., Соколова Т.И. Ингибиторы и склонность

к сероводородному растрескиванию под напряжением трубной стали // Коррозия и защита скважин трубопроводов, оборудования и морских сооружений в газовой промышленности. - 1986. - N 1. - С. 27 -29.

96. Макаров И.И. Метод оценки внутренних дефектов в сварных швах с учетом поверхностных концентраторов // Сварочное производство. - 1981. - N 12. - С. 9 - 11.

97. Малкин В.И. Экспрессный метод оценки склонности стали к водородному охрупчиванию /Заводская лаборатория- 1984.- Т.50.- N 3.-С.26-29.

98. Матухов- H.A. Сопротивление элементов конструкций хрупкому разрушению - М.: Машиностроение, 1983. - 200 с.

99. Матханов П.Н.Основы анализа электрических цепей.Линейные цепи. - М., Высшая школа, 1981.-е илл.

100. Методические указания по испытанию ингибиторов коррозии для газовой промышленности. - М.: ВНИЙГАЗ, 1979. - 36 с.

101. Механизмы с замкнутыми дифференциалами: Пособие конструктора / А. П. Фот, В.М.Кушнаренко, А. А. Муллабаев, С.Ю. Решетов; Под общ.ред. А.П.Фота; ОГУ. - Оренбург: 1997. - 108 с.

102. Мороз Л.С., Чечулин Б.В. Водородная хрупкость металлов. - М.: Металлургия, 1967. - 256 с.

103. Морозов В.Н. Стойкость диффузионно - хромированной стали 20. / Материалы научно - технической конференции Новомосковского филиала МХТИ им. Д.И.Менделеева: Сб.науч.тр.2-1. -С.28-31. Деп. в ВИНИТИ 1981, N 2736-81.

104. Мюллер П., Нойман П., Шторман П. Таблицы по математической статистике. - М.: Финансовая статистика, 1982. - 271 с.

105. Некасимо А., Иино М., Мацудо X., Ямада К. Водородное ступенчатое растрескивание стали трубопроводов, работающих в серо-водородсодержащих средах: Проспект фирмы "Ниппон Стил Корпорейшн". - Япония, 1981. - С. 2 - 40.

106. Никитин В.И. Коррозионное растрескивание металлов при постоянном напряжении и постоянной скорости деформирования // ФХММ. - 1987. - N 1. - С. 31 - 38.

107. Павловский Б. Р., Ратников Б.А., Кесельман Г.С. и др. Экономическая эффективность и системные аспекты применения коррози-онно-водородной диагностики на объектах нефтегазовой промышленности. - М.: ВНИИОЭНГ, 1990. - 68 с.

108. Паркинс Р.Н., Маца Ф, Ройела Ж.Ж. и др. Методы испытания на коррозию под напряжением // Защита металлов.-1973.-Т. 1.-N3.-C. 515 - 540.

109. Пат. 2063018 РФ 01, MKM6G01N17/00. Приспособление для коррозионных испытаний /В.М.Кушнаренко, А.П.Фот, А.А.Муллабаев, Р.Н.Узяков, С.Ю.Решетов. - Опубл.27.06.96, Бюл. N 18.

110. Пат. 2022246 СССР, MKH4G01N17/00. Установка для коррозион-но-механических испытаний / В. М. Кушнаренко, А.П.Фот, В.С. Уханов, В. Г. Ставишенко. - Опубл. 30.10.94, Бюл. N20.

111. Перунов Б.В., Кушнаренко В.М., Пауль А.И. Качество и надежность сварных соединений трубопроводов, транспортирующих се-роводородсодержащие продукты // Коррозия и защита в нефтегазовой промышленности. - 1980. - N 6. - С. 19-21.

112. Перунов Б.В., Кушнаренко В.М., Пауль А.И., Яковенко В.Ф. Повышение надежности строительства трубопроводов для транспорта сероводородсодержащих сред // Строительство трубопроводов. -1980.- N7.-С.21-22.

113. Перунов Б.В., Кушнаренко В.М., Холзаков Н.В. Стенды для натурных комплексных коррозионных испытаний сварных конструкций // Коррозия и защита в нефтегазовой промышленности. - 1981. -N 12. - С. 9 -11.

114. Перунов Б.В., Кушнаренко В.М., Пауль А.И., Яковенко В.Ф. Техника испытаний на коррозионное растрескивание //

ФХММ.-1981.-N6.-С. 104- 105.

115. Перунов Б.В., Кушнаренко В.М., Пауль А.И. и др. Рекомендации по технологии послесварочной обработки стыков трубопроводов, транспортирующих сероводородсодержащие продукты: Р-411-81. -М.: ВНЙЙСТ. - 1981. - 25 с.

116. Перунов Б.В., Кушнаренко В.М. Повышение эффективности строительства трубопроводов, транспортирующих сероводородсодержа-щие среды. - М. : Информнефтегазстрой. - 1982. - Вып. И. - 45 с.

117. Перунов Б.В., Кушнаренко В.М. Профилактика коррозии - гарантия эффективности. - Челябинск: Юж. - Урал. кн. изд-во, 1983. - 64 с.

118. Перунов Б.В., Кушнаренко В.М., Яковенко В.Ф. Предпусковая диагностика трубопроводов для повышения их надежности на серо-водородсодержащих месторождениях // Материалы международного симпозиума "Диагностика трубопроводов-85". - М. : Совинцентр, ЮНЕП. - С. 192 - 200.

119. Петрик М.И. Прецезионные настройки гитар станков: Справочное пособие.- Москва-Свердловск: Машгиз, 1963.- 152 е., ил.

120. Петрик М.И., Шишков В.А. Таблицы для подбора зубчатых колес. Изд. 3-е. - М. : Машиностроение, 1973.- 528 с.

121. Планетарные передачи: Справочник / Под ред. д.т.н. В.Н.Кудрявцева и Ю. Н. Кир дяшева. - JI. : Машиностроение (Ленингр.отд.), 1977.- 536 е.,ил.

122. Поллард Д. Справочник по вычислительным методам статистики. М.: Финансы и статистика, 1982. - 344 с.

123. Проектирование механических передач: Учебно-справочное посо-

бие для втузов / С.А.Чернавский, Г.А.Снесарев, Б.С.Козинцев и др.- 5-е изд., перераб.и доп. - М.: Машиностроение, 1984. 560 с.

124.Разработка технологии ремонта трубопроводов, транспортирующих сероводородсодержащие газы и имеющих коррозионные поражения: Отчёт о НИР / Оренбургский политехнический институт (ОрПИ); Руководитель В.М.Кушнаренко. - N ГР 01830013380; Hhb.N 02860072935) - Оренбург, 1986. - 95 с.

125. Расчеты и испытания на прочность. Методы испытаний на склонность к коррозионному растрескиванию сталей и сплавов в жидких средах. Методические рекомендации: МР 185-86. - М. : ВНИ-ИНМАШ, 1986. - 51 с.

126. Расчеты и испытания на прочность. Методы определения сопротивления материалов воздействию сероводородсодержащих сред. Рекомендации: Р 54-298-92. - М.: ВНИИНМАШ, 1992. - 26 с.

127. Ривин Е.И. Динамика привода станков. - М.: Машиностроение.-1966. - 83 с.

128. Розенфельд И.Л., Крамаренко Д.М., Лапцева E.H. Электролитическое наводороживание стали // Защита металлов.-1965.- N 1. С. 184 - 189.

129. Розенфельд И.М., Ингибиторы коррозии. - М. : Химия, 1977. -352 с.

130. Розенфельд И.М., Богополов Д.Б., Городецкий А.Е. и др. Формирование защитных пленок на железе под действием ингибитора ИФХАНГАЗ-1 в водном растворе, насыщенном сероводородом // Защита металлов. - 982. - N 2. - С. 163 - 168.

131. Розенфельд И.М\, Фролова Л.В., Миненко Е.М. Проникновение во-

дорода через стальные мембраны в средах, содержащих сероводород // Защита металлов. - 1982. - N 2. - С. 169- 172.

132. РойхИ.Л,, Колтунова Л.Н., Федорова С.Н. Нанесение защитных покрытий в вакууме. - М.: Машиностроение, 1976. - 251 с.

133. Рунион Р. Справочник по непараметрической статистике: современный подход. / Пер. с англ. Е.П.Демиденко, - М.: Финансы и статистика, 1982. - 198 с.

134. Саакиян Л.С., Ефремов А.П., Соболева И.А. Повышение коррозионной стойкости нефтегазопромыслового оборудования,- М. .-Недра, 1988.- 211 с.

135. Саррак В.И. Водородная хрупкость и структурное состояние стали // МИТОМ. - 1982. - N 5. - С. 11-17.

136. Ставишенко В.Г. Сопротивление сталей сероводородному растрескиванию и оценка эффективности противокоррозионных мер: Авто-реф.дис. ... канд. техн. наук.-М.: 1994.-24 с.

137. Справочник по коррегированию зубчатых колес / Т.П.Болотовс-кая, И.А.Болотовский, В.Э.Смирнов; Под ред. И.А.Болотовского. - Москва-Свердловск: Машгиз, 1962.- 216 с.

138. Стеклов О.И. Стойкость материалов и конструкций к коррозии под напряжением. - М.: Машиностроение, 1990. - 384 с.

139. Стефанова С., Рачев X. Справочник по коррозии / Под ред. Н.И.Исаева - М.: Мир, 1982. - 519 с.

140. Таблицы физических величин:Справочник /Под ред. И.К.Кикоина. М.: Атомиздат, 1976. - 1006 с.

141. Тараевский С.И. Методика коррозионно-усталостных испытаний натурных насосных штанг в среде сероводорода // Коррозия и защита в нефтегазовой промышленности. - 1982. - N 8. - С. 4-

142. Трощенко В.Т., Сосновский JI.A. Сопротивление усталости металлов и сплавов. - Киев: Наукова думка, 1987.- Ч. 1.- 505 с.

143. Теория механизмов и машин: Учеб.для втузов / К.В.Фролов, С.А.Попов, А.К.Мусатов и др.; Под ред. К.В.Фролова. - М.: Высш.шк., 1987. -496 с.

144. Физическое металловедение. Т. 1. Атомное строение металлов и сплавов / Под ред. Кана Р.У., Хаазена П. - 3-е изд., перераб. и доп. - М.: Металлургия, 1987. - 640 с.

145. Фихтенгольц Г.М. Основы математического анализа. - М.: Высш.шк., 1965. - 440 с.

146. Фокин М.Н., Емельянов Ю.В. Защитные покрытия в химической промышленности. - М.:Химия, 1981. - 304 с.

147. Фоменко В.А., Бейдак Н.С., Горбунов Н.С. Вакуумное диффузионное хромирование и титанирование стальных и чугунных деталей // Защитные покрытия на металлах. - 1980. - Вып. 14. - С. 98 - 100.

148. Фот А.П. Экспериментальное оборудование и методики для корро-зионно-механических испытаний: Аналитическийй обзор результатов исследований на объектах с воздействием сероводородсодер-жащих сред. - Оренбург: ОГУ, 1997. - 77 с.

149. Фот А.П., Муллабаев A.A., Кушнаренко В.М., Решетов С.Ю. Силовой анализ многопозиционных нагружателей. - М.: Заводская ла-болатория, 1993. - N6. - С. 55 - 57.

150. Харман Г. Современный факторный анализ.- М.: Статистика,1972.

151. Червяков В.Н., Киселев С.А., Рыльников A.C. Металлографическое определение включений в стали. - М.: ГНТЙ, 1962,- 248 с.

152. Шабанов К.Д. Замкнутые дифференциальные передачи.- М.: Машиностроение, 1972.- 160 с.

153. Швед М.М. Изменения эксплуатационных свойств железа и стали под влиянием водорода. - Киев: Наукова думка, 1985. - 120 с.

154. Шейн А.Б., Петухов И.В. Водородное охрупчивание деформируемой высокоуглеродистой стали и эффективность ингибиторной защиты // Защита металлов. - 1985. - N 4. - С. 628 - 631.

155. Шеннон Р. Имитационное моделирование систем - искусство и наука. - М.: Мир. 1978. - 418 с.

156. Шерстобитова И.Н., Теплоухова H.A., Кузнецов В. В. Влияние ингибитора ПГУ-2 на кислотное травление'и наводороживание сталей // Защита металлов. - 1983. - N 3. - С. 475 - 479.

157. Шмак Ф.А. Структуры двойных сплавов,- М.: Металлургия, 1973.-760 с.

158. Шрейдер A.B., Дьяков В.Г. Сероводородное коррозионное растрескивание и пути защиты от него нефтехимического оборудования. - М.:ЦНИИТЭнефтехим, 1987. - 40 с.

159. Яковлев А.И. Коррозионное воздействие сероводорода на металлы. - М.: ВНИИЭгазпром, 1972. - 42 с.

160. Яковлев Л.М., Гарник Ю.М. Коррозионное поведение некоторых металлов в природном газе, содержащем сероводород // Коррозия и защита в нефтегазовой промышленности. - 1982. - N 7. - С. 6 - 8.

161. Andresen P., Duguette D. Slow streln rate Stress Corrosion Testing at Elevated Temperatures and High Pressures // Corrosion Science. - 1980. - Vol. 20. - P. 211-223.

162. API Specification 51X for High-Test Line Pipe. - Dallas, Те-

xas, March, 1987. - P 9.

163. Bercowltz B.J., Heubaum F.N. The Role of Hydrogen In Sulfide Stress Cracking of Low Alloy Steels // Corrosion (USA). -1984. - N 5. - P. 240 - 245.

164. Blefer G. Sulfide Stress Cracking Behavior of Some "biginch" Pipeline Steels // Corrosion (USA). - 1976,- N 9. - P. 378 -

165. Branchard W.K., Koss D.A., Held L. A. Slow Strain Rate Stress Corrosion Cracking under multiacxial deformation conditions. Technique and application to admiralty brass // Corrosion (USA). - 1984. - N 3. - P. 101 - 104.

166. Bohni H. Wasserstoffversprodung bei Spannstahlen // Wersoffe und Korrosion. - 1975. - N 3. - S. 199 - 207,

167. Brandon D.B.Developing Mathematical Models for Computer Control //USA Journal. - 1959. - V.6. - N7.- P. 8.

168. Burran J., Geretta E., Veini L., Pascui R., Ronchetti C.A. contribute to the interpretation of the Strain Rate Effect on type 304 stainless steel ingranular Stress Corrosion Cracking // Corrosion Science. - 1985. - N 8. - P. 805 - 813.

169. Bulischek T.S., Van Rooyen D. Stress corrosion cracking of alloy 600 using the constant strain rate test // Corrosion (USA). - 1981. - N 10. -37. - P. 597 - 607.

170. Deegan D.C., Wilde B. E. Stress Corrosion Cracking Behavior of ASTM A517 Grade F Steel in Liquid Ammonia Environments // Corrosion - NACE.- 1973.- 29. - N 8. - P. 310- 315.

171. Difon W., Huiying P. Slow loading rate fracture mechanics mrthod for stress corrosion test / Int. Congr. Met. Corros. Toronto, 1984/ June 3. Proc. v.3; Ottawa, 1984. -P. 573-577.

172. Ebtehai K., Hardie D., Parkins R.N. The Stress Corrosion and preexposure embrittelement of Titanium in Metanolic Solutions of hydrochlorioal acid // Corrosion Science.- 1985.- N6. P. 415 - 429.

173. Ergebnisee des Forschunge - und Entwicklung Programms // Werkstoffeund Korrosion. - 1979. - B.30, N 8, - S. 559 - 556.

174. Frignani A., trabanelli G., Zucci F. The use of slow Strain Rate technique for studying stress corrosion cracking inhibitions // Corrosion Science. - 1984. - N 11. - P. 917 - 927.

175. Frohmberg R.P., BarnettW.J. and Trorano A.R. Delayed Failure and Hydrogen Embrittlement in Steel // Transactions of the American Society for Metals. - 1995. - V. 47. - P. 893 - 923.

176. Greer J.B. Results of interlaboratiry Sulfide Stress Cracing Usins the NACE T-1F-9 Proposed Test Methods // Materials Performance. - 1977. - N 9. - P. 9-15.

177. Groode P., Carter G., Collipon J. In Application of Ion Beam to Materials / Ins. Phys. - London, 1985. - P. 154.

178. Harrington E.C. Industrie Quality Control.-1965. - T.21, N10. P. 494 - 498.

179. Herbsieb G., Preiffer B., Ternes H. Spannung-sriBkorrosion an austenitischen Chrom-Nickel-Stahlen bei aktiver korrosion in chloridhaltigen Elektrolyten // Werkstoffe und Korrosion. 1979. - 30. - N 5. - S. 322 - 340.

180. Hinton B.R., Procten R.M. The effect of Strain - rate and cathodic potential on the tensile dictility of X-65 pipeline steel // Corrosion Science. - 1983. - N 2. - P. 101 -123.

181. Hoey G.R., Revie R.W., Pamsingh R.R. Comparison of the slow

stroin rate technigue and the NACE TM 01-77 tensile test for determining sulfide stress cracking resistance // Materials Perfarmance. - 1987. - 26. N 10. - P. 42 - 45.

182. Kaiser./H. F.The varimax criterion for analytic rotation in factor analysis // Psychometrica. - 23. - 1958. - P.187 -200.

183. Kasahara K., Sato T. Environ mental factors that influance the susceptibility of linepipe steels to external stress corrosion cracking // Tetsu to hagane, Iron and steel Inst. Japan, 1983.- V.69. - N 11. - P. 1463 - 1470.

184. Kessler K.I., Kaesche H. Stress corrosion crackiny (SCO) in MgCl 2 - and hydrogen embrittlenient (He) in H2SO4 - solution of an austenitic stainless steel // Metal. Corros. vol 1. -Frankfurt/M., 1981. - P. 536 - 541.

185. Xasahara K., Haruhiko A. Effect of Catodic Protection Conditions on the Stress Corrosion Cracking of Line Pipe Steels // Teysu to hagane, Iron and Steel Inst. - Japan, 1983.-V.69. -N14.-P.1630 - 1637.

186. Lawley D.N. The estimation of factor loadings by the method of maximum likelihood // Proc. roy. Soc. Edinb. Abo. - 1940. P. 64-82

187. Lyle F.F., Norris E.B. Evalution of Sulfide SCC Resistance of Hingh Strength Streels by the Consatnt Strain Rate Method // Corrosion - NACE. - 1978. - V.34. -N 6. - P. 193 - 198.

188. Manning P.E., Corey S.M. The Viche for Laboratory Corrosion Testing // Metal Progress. - 1982. - Iuly. - P. 31 - 37.

189. Martina L.M. 'Hydrogen Penetration and Damage to Oil field

Steels // Material Performance. - 1974. - V.13. - N 7. - P. 19 - 23.

190. Marvin C.W. Determining the strength of Corroded Pipe. // Materials' protection and Performance. - 1972. - V. 11. P. 34 -40.

191. Moneuron K., Seferien D. Contribution al'etude de L'Infaence de L'hydrogene sur la resilience du metal deponseen soudage electrique a l'arc avec electrodes entrebees // Soudage et Techiques Commerces. - 1959. - N 11. - P. 183 - 189.

192. NACE Standards TM-01-77. Test Method. Testing of Metals for Resistance to Sulfide Stress Cracking at Ambient Temperature Approved. - Housten: NACE Standards, 1977. - P. 1-8.

193. Nakasaws K., Fukutomi M., Kawabe Y. Effect of ion - plated aluminium coationg on hydrogen embrettlement of ultrahigh strenght maraging stell // Tetsu to hagane, Jap. Inst. Metals. - 1982. - V. 46, N 112. - P. 1163 - 1167.

194. Nenk F., de Long. Evaluation of the Constant Strain Rate Test Method for Testing Stress Corrosion Cracking in Aluminium Alloys // Corrosion (USA). - 1978. - V. 34. - N 1. - P. 32 -36.

195. Page R.A. Stress corrosion of 1 - 182 weld meld metal in hidh temperature water - the effect of a carbon steel couple // Corrosion (USA). - 1985. - V.41. - N 6. - P. 338 - 341.

196. Parkins R.N. Methods de ensayo de la corrosion baio tension // Revista de Metalurgia. - 1972. - V.8. - N 1. - P. 117 -132.

197. Poperling R., " Schwenk W. Wasserstoff - induzierte spannungs

Korrosion von Stahlen durch dynamisch plastische Beanspruchung in Promotor freien Electrolytlosungen // Werkstoffe und Korrosion. - 1985. - N 9. - P. 389 - 400.

198. Riecke E., Johnen B. Wasserstoffinduzirende Spannungs-Korosi-on in unverzinkten und verringten Bausthlen // Werkstoffe und Korrosion. 1986. - B.37. - N 6. - S. 310 - 317.

199. Richrd L., Martin. Corrosion Moni tiring Sond System Using Electrochemical Hydrogen Patch Probes // Joyrnal of Petroly Technology. - November. - 1978. - P. 1566 - 1570.

200. Rosborg B., Rosengren A. Slow strain rate testing of an aus-tenitic stainless steel under electrochemical Control in high temperature Water // Corrosion Science. -1980.-V.20. - N 2.-P.301 -306.

201. Roogen D., Bulischeck T.S. Stress corrosion cracking of alloy 600 using the constant strain rate test // Corrosion (USA). -1981. - V. 37. - N 10. - P. 597 - 607.

202. Scully J. C. Mechanism of dissolution controlled cracking // Corrosion Scince. - 1978. - V. 12. - N 6. - P. 290 - 300.

203. Shugetomo U., Shoichi U., Uasakura L. Corrosion Protection by Metallic coatings // Corros. Eng. - 1978,- V.27. - N 11,-P. 509 -520.

204. Shreir L.L. Vebersicht der. electrochemischen Mothoden zur Unersuchung von Wasser Stevfsvepruedung ung Spannungsrisskorrosion // Werstoffe und Korrosion. - 1970. - Bd. 21. - N 5, 8. - S. 613 - 629.

205. Silcock I.M. Analysis of slow strain rate stress-corrosion data // Corrosion Science. - 1981. - 21. - N 9. - P. 723 -

206. Stiglitz R.I., Sulfide Stress Corrosion Cracking Resistance of Modified N-80 and C-90 Oil Conntry Casina // Material Performance. - 1976. - N 8. - P. 48-51.

207. Tkakno M7, Teramoto K., Takayama T. The effect of crosshead speed and temperature an yhe stress corrosion cracking of Cu 30 % Zn alloy in ammonical solution // Corrosion Science. -1981. - 21. - N 6. - P. 459 - 471.

208. Troiano A.R. Detayed failure of hige strength // Corrosion. 1959. - N4. - P. 207 - 218.

209. Troiano A.R.Henemann R.F. Hydrogen Sulfide Stree Corrosion Cracking in Materials fo Ceothermal Power // Materials Perforate. - 1079. - V. 18. - N 1. - P. 31 - 38.

210. Turn I.e., Wilde B.E., Troiano C.A. On the Sulfide Stress Cracking of line pipe steels // Corrosion (USA). - 1983.-V. 39. - N 9. - P. 364 - 370.

211. Von J.Hicking. Dehnungsindusierte RiBkorrosion // Der Machinenschaden. - 1982. - S. 55, Heft 2. - S. 95 - 105.

212. Weeks I.R., Vyas B., Isaacs H.S., Environmental factors influencing stress corrosion cracing in boiling water reactor // Corrosion Science. - 1985. - V.5. - N 8. - P. 757 - 768.

213. Zucehi F. Inhibitor of stress Corrosion Cracing of Stainless Steels in Chloride Solutions // Corrosion Science. - 1978. -V. 18. - N1. - P. 87 - 95.