CC BY
11■ ■ ■ ■ ■ ф из и ко -ма тематические
исследования
УДК 678.067
Оптимальные конструктивные параметры бипластмассовых труб для транспортировки нефти
Е.В. Данзанова, А. С. Стручков
Рассмотрены вариации параметров армирования и толщины слоя стеклопластиковой оболочки бипластмассовых труб в условиях сложного напряженного состояния. Показано, что оптимальным является вариант податливого соединения при углах намотки - 41 < <р <90°.
Работа поддержана РФФИ, грант №03-01-96018
Discussed are the variations of the parameters of reinforcement and layer thickness for glass reinforced cover of a bi-plastic pipe under the conditions of complicatedly stressed state. It was shown that the variation of soft junction is appropriate at winding angles 41 < <p <90°.
The investigation is supportes by RFBR, projects №03-01-96018
Наиболее удобными параметрами для оптимизации стеклоэпоксидной оболочки бипластмассовых труб являются угол (ф) и коэффициент (у/) армирования [1,2,3]. Коэффициент армирования для композитных труб зависит от степени натяга наматываемых элементов (нитей, жгутов и лент) и рассмотрен в работе [4]. Оптимизация угла армирования проведена при совместном воздействии внутреннего давления и поперечного изгиба трубы (при осевом растяжении и сжатии оптимальность по параметру ср известна [2]).
Рассмотрим два варианта соединений стеклопластика с полиэтиленом: жесткий (сэвиленовая прослойка) и податливый (полиизобутиленовая прослойка). Возможные негативные явления в области конструктивного соединения бипластмассо-вой и металлической трубы с полиэтиленовым слоем были рассмотрены в работе [3].
Задачу оптимального выбора конструкционных параметров с целью минимизации стоимости проектируемой трубы из бипластмассы решим в рамках работы [2]. Стоимость трубы, в основном, зависит от себестоимости стеклопластикового (СП) слоя, т.е. от ее толщины и внутреннего радиуса, от которых также зависят необходимый объем сырья
ДАНЗАНОВА Елена Викторовна, м.н.с. ИНМ СО РАН; СТРУЧКОВ Александр Семенович, зав. лабораторией ИНМ СО РАН, д.т.н.
и материалов, трудозатраты, мощность оборудования и другие затраты и, наконец, пропускная способность трубы. Проведем расчет тонкостенного СП, который строится на основе структурной теории слоистых композитов [1], при этом можно пользоваться широко апробированным критерием прочности Хашина [5].
Требуемая тонкостенность стеклопластикового слоя приводит к известным упрощениям в расчетных схемах [1, 5] (плоское напряженное состояние; средние напряжения являются статистически определимыми), тогда напряжения в цилиндрических координатах (г, в) будут записываться следующим образом:
ст =
M
0,25 яг
К 4
(1 + -) г
•1
а в =0,
поперечный изгиб;
Ph' ctz= 0,
(1)
(2)
■ внутреннее давление при податливои прослой-
ке;
о, =Р-
2 h'
(3)
- внутреннее давление при жесткой прослойке, где М - изгибающий момент; Р - внутреннее давление; г - внутренний радиус СП слоя; И — толщина стенки СП.
ДАНЗАНОВА, СТРУЧКОВ
Условия разрушения формируются для однонаправленного слоя в его собственных осях упругости:
(4)
<8И >=£
вя>
■ разрушение разрывом волокон;
В
1,
(5)
- разрушение растрескиванием связующего, где ± относится к слоям с ориентацией ±<р, соответственно; <£ > - деформация однонаправленного слоя в направлении армирования; евк- предельная деформация однонаправленного слоя в направлении армирования; <С1>,<"С#> - компоненты тензора плоского напряженного состояния в слое;
А = 0,5
Я4+5
-я:
5 =
Пкп1+2А2, 2 х
(6)
(здесь и далее применяются обозначения Я;; П\ -прочность однонаправленного слоя при транс-версальном сжатии и растяжении; я4+5- прочность при растяжении перекрестно армированного композита с <р = ±45°). Низкие температуры учитываем введением в расчетный алгоритм упруго-прочностных постоянных, полученных экспериментально в этих условиях [6, 7]. Материал СП и ПЭ считаем линейно упругим. Критерий (5) в условиях низких температур следует заменить следующим соотношением [5]:
где С = -
<а1>+А
ПЛВ
<т,>
С
= 1,
(7)
Vв2-А2'
помимо принятых в (1)-(6) обозначений, здесь Пё -прочность однонаправленного слоя при сдвиге.
В соотношениях (1)-{3) фигурируют геометрические параметры трубы. Эти соотношения получены с помощью упрощенных подходов и применимы для проведения вычислительного эксперимента только в пределах упругого деформирования оболочки из СП. Для этого задачу преобразуем как поиск оптимальной толщины стенки стеклопластика при заданных внешних и внутренних условиях.
Учитывая, что нормирование изгибающего момента, согласно [1], связано с требованием отсутствия каких-либо повреждений при контрольных испытаниях, необходимую толщину стенки при изгибе будем определять в соответствии с условиями первичного разрушения (5)-(6) и (7). Таким
образом, корректность принятых усредненно-ли-нейных зависимостей обеспечивается.
Длительное нагружение моделируем вводом коэффициента запаса прочности к= 4; 6; 8.
Необходимая толщина стенки при изгибе определяется из условия:
"м
■ шах
I_ПМ 'ПМ _]'
(8)
где
■П\4
0,25л-а"П
- + 1-1
Г г
0,25 дат, Я
- + 1-1
здесь См=М/г2, /7=//', — характеристики прочности однонаправленного слоя при
¿= [+1Л-] иу= [-!•'], [#].
сгв ас
г и г определяются посредством выражений < е„ >, < сгх >, < г# > через ст^ и подстановкой в условия (4), (5) или (7) (индексы ви с означают разрушение разрывом волокон и растрескиванием связующего, соответственно):
%С082 <р
Д Д
' сг('а2 + А В
\2
О^ аз С
1.
Здесь приняты обозначения:
А = а1е22-а22;
.1Ук~1Ук.
а2 = эт <р-5'т2<р'
а3 = -0,5 эт 2<р + соб 2 ср
06022 -6260,2
Коэффициенты 0, - элементы матрицы упругости в главных осях нагружения, которые могут быть определены исходя из упругих характеристик однонаправленного слоя, которые, в свою очередь, выражаются из компонент Ел, Ед, уа, \в и коэффициента армирования [1, 5]. Для решения задачи при конкретной низкой температуре исходные характеристики берутся из опытных данных при соответствующей температуре.
Процедура определения необходимой толщины стенки при нагружении внутренним давлением состоит из следующих этапов:
„ж
где h(pR), определяются следующим образом: < £„ >,<<т1 >,< т# > выражаются через ав и <JZ, а ад и сгг, в свою очередь, записываются согласно зависимостям (2) или (3). Полученные выражения подставляются в критерии разрушения (4), (5) или (7). В результате имеем зависимости:
а) для податливого соединения:
(В) _ Р ■ n(Q¡ 1 sin V - QX2 cos2 <p) Pp' " s*„A
-cP-nf{b¡B2 +b¡C2) = 0;
б) для жесткого соединения:
(В) = Р ■ и(ва cos2 <Р- 612O + cos2 Ф) + Щ1 sin2 у) РЖ ~ 2S¡kA
[И%]\с2(В2-А2)-4И%А.р.Ща2+2Ъ2)С2 -В2 + {а2 + 2Ъ2)2С' QieQn-QiéQn
Таблица
Оптимальные конструктивные параметры СП оболочки
- (Р • П)2 (о, + 2Ь3 )2 В2 + (а, + 1Ъ2 f С2 = 0,
где Ь2 = eos (p-ún2(p-
Ъъ - 0,5 sin 2<р + cos
Q26Qn "flag,2
Оптимальным является угол армирования, соответствующий условию:
к((р) =тт{тах(0°< (р<90о) [км кр]}.
На основе полученных зависимостей проводился вычислительный эксперимент при различных значениях геометрических и силовых параметров с использованием исходных характеристик:
- при температуре 20°С:
£/=76000 МПа; £^=3000 МПа; уд=0,23; ^=0,36;
у/=0,6; Е+йл=0,025; П-= 110 МПа; П\=30 МПа; П= 60 МПа; Я+45=90 МПа;
- при температуре -60°С:
£в=80000 МПа; £А=5000 МПа; ув=0,23; уд=0,36; Г=0,6; е%Л=0,025; П-= 130 МПа; П\=80 МПа; Я#=100 МПа; П\ =200 МПа.
45
Наиболее оптимальные соотношения параметров, отражающие основные результаты вычислительного эксперимента, приведены в таблице.
Диаметр 114..Л 18 мм
Характеристики Податливое соединение Жесткое соединение
Р, МПа 0,6 1,0 1,6 2,5 4,0 0,6 1,0 1,6 2,5 4,0
к=4 ¥■ 41 44 47 51 56 40 42 44 45 47
h, мм 1,0 1,2 1,5 1,8 2,3 0,9 ',0 1,2 1,3 1,7
к- 6 чг 44 46 50 55 62 41 43 45 47 55
h, мм 1,2 1,5 1,8 2,3 2,7 1,0 1,1 1,3 1,6 2,5
к=8 <Р° 45 49 53 59 65 42 44 46 54 55
h, мм 1,3 1,7 2,1 2,5 2,8 1,1 1,3 1,4 2,1 3,4
Диаметр 318...324 мм
Характеристики Податливое соединение Жесткое соединение
?, МПа 0,6 1,0 1.6 2,5 4,0 0,6 1,0 1,6 2,5 4,0
к=4 <Р 45 48 53 59 65 42 44 46 53 55
h, мм 1,3 1,6 2,1 2,5 2,9 1,1 1,2 1,4 2,1 3,3
к~ 6 ? 48 52 58 64 90 44 46 47 55 55
h, мм 1,6 2,0 2,5 2,8 3,2 1,2 1,4 2,1 3,1 4,9
к=8 50 56 62 72 90 45 47 55 55 55
h, мм 1,8 2,3 2,7 3,1 4,3 1,3 1,7 2,6 4,1 6,6
Диаметр 640...500 мм
Характеристики Податливое соединение Жесткое соединение
Р, МПа 0,6 1,0 1,6 2,5 4,0 0,6 1,0 1,6 2,5 4,0
4 <г 50 56 62 71 90 45 47 55 55 55
h, мм 1,8 2,3 2,8 3,2 4,3 1,3 1,7 2,6 4,1 6,6
к=б 54 61 69 90 90 47 55 55 55 55
А, мм 2,2 2,7 3,1 4,0 6,5 1,5 2,5 4,0 6,2 9,9
к-8 <Р° 58 65 90 90 90 47 55 55 55 55
Л, мм 2,5 2,9 3,4 5,4 8,6 2,1 3,3 5,3 8,2 13,2:
Как видно из таблицы, эффективность использования материала повышается с ростом давления и радиуса труб, что согласуется с известной логикой и фактами эксплуатации труб большого диаметра при давлениях выше 2,5 МПа.
Таким образом, в результате проведенных расчетов получены следующие результаты:
1. При податливой прослойке оптимальный угол намотки меняется весьма существенно: 41 °<<р<900
2. В случае жесткой связи при больших давлениях оптимальным является <р=55°. •
3. Применение жесткого соединения эффективно с точки зрения механических нагрузок при малых давлениях и диаметрах труб, податливая связь - при больших значениях этих параметров.
Литература
1. Композиционные материалы: Справочник / По) ред. В.В. Васильева и Ю.М. Тарнопольского. М.: Машиностроение, 1990. 510 с.
2. Тетере Г.А., Рикардс Р.Б., Нарусберг B.J1. Оптимизация композитных оболочек. Р'ига: Зинатне, 1978.240 с
3. Стручков A.C. Расчет внутренних сдвиговых усилий в бипластмассовой трубе в области конструктивно
МИРОНОВ
го соединения при отрицательных температурах // Физико-технические проблемы Севера: Труды международной конференции. Ч. III. Якутск: ЯНЦ СО РАН, 2000. С. 3243.
4.StruchkovA.S., Semyonov VA. Peculiarites ofbyplastic pipes production for pipeline systems // The 5th International Conférence on Northeast Asian Natural Gas Pipeline. Yakutsk, 1999. P. 443-8.
5.СтручковA.C.,ДавыдоваH.H., РябецЮ.С. Прочность намоточных конструкций после предварительного ударного воздействия // Работоспособность конструкций из армированных пластмасс в экстремальных условиях. Якутск: ЯФ СО АН СССР, 1985. С. 88-95.
6. Стручков A.C., Федоров Ю.Ю. Механические свойства б «пластмассовых труб при низких температурах /7 EURASTRENCOLD-2002: Труды I Евразийского симпозиума. 4.2. Якутск: ЯНЦ СО РАН, 2002. С. 188-198.
7. Стручков A.C., Родионов А.К., ЛапийГ.П. Хладо-стойкость бипластмассовых труб, предназначенных для транспортировки нефти // Химия нефти и газа: Материалы V Международной конференции. Томск: Изд-во Института оптики атмосферы СО РАН, 2003. С. 294-296.
УДК 622.725
Оптическая спектроскопия алмазов из концентратов и хвостов рентгенолюминесцентной сепарации
В.П. Миронов
Методами оптической спектроскопии исследованы представительные выборки алмазов из концентратов и хвостов рентгенолюминесцентной (РЛ) сепарации. Показано, что наряду с низкокачественными слаболюминесцирующими алмазами технического назначения амплитудно-кинетический метод РЛ сепарации не извлекает и часть высококачественных беспримесных алмазов. Причина неизвлечения - отсутствие длительных компонентов затухания их люминесценции. Данная работа дает основание для возврата к амплитудному методу сепарации, что позволит увеличить выход высококачественных ювелирных алмазов на 1,5-2%.
Representative sample of diamonds from concentrates and tails of roetgeno-luminescence (RL) separation have been investigated by methods of optical spectroscopy. It is shown that amplitude and kinetic method of RL separation does not extract the essential part of high-quality pure diamonds with low-quality low luminescence of industrial diamonds. The reason of non extraction is the absence of the long-term components of damping of their luminescence. The present work is gives an opportunity to return to amplitude method of separation that permits to increase the yield of high quality gem diamonds on 1,5-2%.
Введение
Рентгенолюминесцентная (РЛ) сепарация является основным технологическим процессом извлечения алмазов из руды. Различают амплитудный и амплитудно-кинетический метод РЛ сепарации. Амплитудный метод основан на измерении светового потока люминесценции кристалла при непрерывном возбуждении, сравнении получаемого сигнала с некоторым заданным порогом и выделении минерала в случае превышения этим сигналом порогового значения. Для повышения извлечения алмазов требуется снижение этого порогового значения. Однако часть алмазов обладает люминес-
ЫИРОНОВ Василий Павлович, в.н.с. института «Якутнипро-алмаз» АК «АЛРОСА», к.ф.-м.н.
ценцией, по интенсивности меньшей, чем интенсивность люминесценции содержащихся в руде сопутствующих минералов. Снижение порога разделения с целью извлечения алмазов со слабой люминесценцией приводит к неоправданно большому повышению извлечения минералов-спутни-ков и, как следствие, резкому снижению селективности процесса.
С целью повышения селективности РЛ сепарации используют дополнительные физические характеристики алмазов - отличия в кинетике затухания рентгенолюминесценции. Для этого алмазы облучают импульсным излучением, а регистрацию люминесценции проводят спустя некоторое время после окончания возбуждающего импульса. Считалось, что все алмазы обладают длительным ком-
