ISSN: 2603-4018 eISSN: 2603-4646

INTERNATIONAL JOURNAL

for science, techniques and innovation for non-destructive inspection

and material evaluation for the industries

NDT DAYS

Volume II / Issue 4 Year 2019

Published by Bulgarian Society for Non-Destructive Testing Member of ICNDT and EFNDT

International Journal “NDT Days”

ISSN: 2603-4018, eISSN: 2603-4646

PUBLISHER: Bulgarian Society for NDT (BG S NDT)

FOUNDERS: Bulgarian Society for NDT, Institute of Mechanics at the Bulgarian Academy of Sciences The scope of the journal is aimed to all methods and techniques of non-destructive and destructive testing, as well as evaluation of materials and structures in all areas of technical activities. It is an opportunity to publish research and development results, together with good practices and recommendations for standardization. Submitted manuscripts should not have been published previously and should not be currently under consideration for publishing elsewhere. They should be prepared in accordance with the Instructions for Authors, published on the journal site. The articles appearing in the Journal are indexed in NDT Net.

THEMATIC FIELDS

1. Non-destructive inspection methods - Non-destructive testing methods (ultrasonic, penetrant, magnetic, visual,

infrared thermography, radiography, leek, etc.); - Non-destructive and destructive inspection of the integrity, structure and

physico-mechanical properties of materials; - Application of non-destructive and destructive testing methods for

inspection in energy, transport, engineering, construction, chemical industry, etc.;

- Structural health monitoring of equipment and structures with non-destructive testing methods (vibration diagnostics, acoustic emission, infrared thermography, etc.);

- Advanced non-destructive testing methods and techniques (phased array, TOFD, computer and digital radiography, tomography, automatic system for inspection, shearography, etc.);

- Training, certification, accreditation and standardization in scope of non-destructive inspection and conformity assessment of materials, equipment and structures.

2. Techniques for material processing and condition monitoring of equipment - Design and construction; - Life cycle condition monitoring; - Material sciences; - Manufacturing, exploitation, maintenance and repair; - Innovation methods and techniques for modernization; - Metal casting, welding, soldering bonding, machining, surface

treatment; - Mathematical modeling of technological processes; - Load treatment and deformation; - Training.

OFFICIAL LANGUAGES: Bulgarian, English and Russian

EDITORIAL BOARD

EDITOR IN CHIEF Mitko MIHOVSKI, President of BG S NDT, Sofia, Bulgaria

DEPUTY EDITOR IN CHIEF Peter DJONDJOROV, Institute of Mechanics at the Bulgarian Academy of Sciences, Sofia, Bulgaria

SCIENTIFIC SECRETARIES Yordan MIRCHEV, Institute of Mechanics at the Bulgarian Academy of Sciences, Sofia, Bulgaria Krassimira IVANOVA, Institute of Mathematics and Informatics at the Bulgarian Academy of Sciences, Sofia, Bulgaria

MEMBERS Victor CHIRIKOV, Technical University of Varna, Varna, Bulgaria Pavel CHUKACHEV, Multitest Ltd., Varna, Bulgaria Dimitar DIMOV, University of Architecture, Civil Engineering and Geodesy, Sofia, Bulgaria Hristo DRAGANCHEV, Technical University – Varna, Varna, Bulgaria Grigorii DYMKIN, Emperor Alexander I St. Petersburg State Transport University, Saint-Petersburg, Russia Borislav GENOV, Defence Institute “Prof. Tsvetan Lazarov”, Sofia, Bulgaria Ivan GEORGIEV, Institute of Information and Communication Technologies at the Bulgarian Academy of Sciences, Sofia, Bulgaria Eduard GORKUNOV, Institute of Engineering Science, Ural Branch of the Russian Academy of Science, Ekaterinburg, Russia Janez GRUM, University of Ljubljana, Slovenia Yonka IVANOVA, Institute of Mechanics at the Bulgarian Academy of Sciences, Sofia, Bulgaria Vasil KAVARDJIKOV, Institute of Mechanics at the Bulgarian Academy of Sciences, Sofia, Bulgaria Ivan KOLAROV, Todor Kableshkov University of Transport, Sofia, Bulgaria Vladimir KOSTIN, M.N. Mikheev Institute of Metal Physics of Ural Branch of Russian Academy of Sciences; Yekaterinburg, Russia

Vadim KOVTUN, Gomel Branch of the University of Civil Protection of the Ministry for Emergency Situations of the Republic of Belarus, Gomel, Belarus Sergey KRIVOSHEEV, Peter the Great Polytechnic University, Saint Petersburg, Russia Emil MANOAH, Institute of Mechanics at the Bulgarian Academy of Sciences, Sofia, Bulgaria Svetozar MARGENOV, Institute of Information and Communication Technologies at the Bulgarian Academy of Sciences, Sofia, Bulgaria Boris MIHAYLOV, SPECTRI Ltd, Sofia, Bulgaria Giuseppe NARDONI, International Academy on NDT, Brecia, Italy Alexander NAZARYTHEV, Federal State Educational Establishment “PEIPK”, Saint Petersburg, Russia Amos NOTEA, Technion, Israel Institute of Technology, Haifa, Israel Anna POVOLOTSKAYA, Institute of Engineering Science, Ural Branch of the Russian Academy of Science, Ekaterinburg, Russia Vladimir PROHOROVICH, ITMO University, Saint Petersburg, Russia Nikolay RAZYGRAEV, State Reseach Center of Russian Federation CNIITMASH, Moscow, Russia Vladimir SERGIENKO, V.A. Belyi Metal-Polymer Research Institute of the NAS of Belarus”, Gomel, Belarus Yossi SHOEF, Israeli National Society for NDT, Tel Aviv, Israel Alexandar SKORDEV, Certification Center for NDT Personnel at the Bulgarian Society for NDT, Bulgaria Marin STOYCHEV, Institute of Metal Science, Equipment, and Technologies with Hydro- and Aerodynamics Centre “Acad. A. Balevski”, Sofia, Bulgaria Maciej SULOWSKI, AGH University of Science and Technology, Krakow, Poland Alexey TADJIBAEV, Federal State EducationalEstablishment “PEIPK”, Saint Petersburg, Russia Vasiliy TITKOV, Peter the Great Polytechnic University, Saint Petersburg, Russia Vladimir TROITSKY, E. O. Paton Electric Welding Institute of the NAS of Ukraine, Kiev, Ukraine Valeriy VENGRINOVICH, Institute of Applied Physics of the NAS of Belarus, Minsk, Belarus

EDITORIAL OFFICE: International Journal “NDT Days”

Institute of Mechanics, Bulgarian Academy of Sciences Acad. G. Bonchev Str., Block 4, Sofia – 1113, Bulgaria phone: +359 2 9797120 e-mail: ndtdays@abv.bg http://www.bg-s-ndt.org/journal.html

Publishing of Volume II (2019) of the International Journal “NDT Days” is partially financed by TU-Varna under the project NF-2/2019

373

Table of Contents

Evaluation of Static Strength Margin of Thin-Wall Steel Cylinders on Coefficient of Permanent Expansion ............................................................................................................. 375

Roman DMYTRIIENKO, Andriy PEREPICHAY, Odarka PROKHORENKO, Alexander ALEXIEV

Determination of the Technical Condition of Industrial Chimneys by the Passive IR Thermography Method ........................................................................................................... 390

Viktor GLUKHOVSKYI, Alexander ALEXIEV Определение технического состояния промышленных дымовых труб методом пассивного тепловизионного контроля

Виктор ГЛУХОВСКИЙ, Александр АЛЕКСИЕВ

Mechanical Properties of the Enhanced with Nanodiamond and Tungsten Strengthened Aluminium Alloy Being Exposed in the Outer Space

Anna BOUZEKOVA-PENKOVA, Mariа DATCHEVA, Rоumen IANKOV

Comparative Macro- and Micro-Sized Investigation of Biocompatible Polymer Materials ................................................................................................................................. 402

Margarita NATOVA, Rumen IANKOV, Maria DATCHEVA, Miroslava DINKOVA

Determination of Mechanical Properties of Paramagnetic Materials by Multi-frequency Method ................................................................................................................................... 406

Yuriy KALENYCHENKO, Victor BAZHENOV, Aleksandr KALENYCHENKO, Viktor KOVAL, Sergiy RATSEBARSKIY

Digital Image Correlation for Monitoring of Timber Walls .................................................. 417 Georgi STOILOV, Dessislava PASHKOULEVA, Vassil KAVARDZHIKOV

Modern Approaches to Control the Technical Condition of Electrical Equipment in the Digital Transformation of Energy .......................................................................................... 423

Aleksandr NAZARYCHEV, Dmitry ANDREYEV Современные подходы управления техническим состоянием электрооборудования в условиях цифровой трансформации энергетики

Александр НАЗАРЫЧЕВ, Дмитрий АНДРЕЙЕВ

Investigation of the Reasons for Accelerated Wear of Polymer Water-lubricated Sterntube Bearings ................................................................................................................. 431

Sevdalin VALCHEV, Christo PIROVSKY Изследване на причините за ускорено износване на полимерни дейдвудни лагери с водно мазане

Севдалин ВЪЛЧЕВ, Христо ПИРОВСКИ

Vibration Diagnostics of Frontal Stator Parts of High Power Electric Generators ................ 439 Christo PIROVSKY, Diyan DIMITROV, Stefan STEFANOV, Hristo DRAGANCHEV

374

Вибрационна диагностика на челните части на статорите на електрогенератори с висока мощност

Христо ПИРОВСКИ, Диян ДИМИТРОВ, Стефан СТЕФАНОВ, Христо ДРАГАНЧЕВ

Validated Technical Solutions for Non Destructive Inspection of Welded Gas Pipelines .... 450 Aleksandar SKORDEV

Валидирани технически решения за контрол без разрушаване на заварените газопроводи

Александър СКОРДЕВ

Metrological Provision of MULTITEST CD010 Device for Measuring the Velocity and Attenuation of Ultrasound in Materials .................................................................................. 462

Vlado КАМЕNOV, Yordan МIRCHEV Метрологично осигуряване на уред MULTITEST CD010 за измерване на скорост и затихване на ултразвука в материалите

Владо КАМЕНОВ, Йордан МИРЧЕВ

Comprehensive Approach for Service Life Assessment of Solid-Propellant Rocket Motors .................................................................................................................................... 467

Borislav GENOV, Delyan NEDELCHEV, Mitko MIHOVSKI, Yordan MIRCHEV

Non-Destructive Testing of Multiple elements gas container for Transport of Class 2 Compressed Gases in Accordance with ADR/RID/ADN ...................................................... 476

Georgi KOLEV, Venelin FILIPOV Периодичен преглед на многоелементен газов контейнер за транспортиране на сгъстени газове от клас 2 на ADR/RID/ADN

Георги КОЛЕВ, Венелин ФИЛИПОВ

Design and Machining of Stand to Research on Technological Objects in Stress Corrosion Environment ........................................................................................................................... 483

Gergana RUSEVA, Yaroslav ARGIROV Конструиране и изработка на стенд за изследване на технологични обекти под напрежение в корозионна среда

Гергана РУСЕВА, Ярослав АРГИРОВ

Exploring the Technological Possibilities for 3d Scanning and Computer Simulation of Forging Gears from Steel 45 .................................................................................................. 489

Tatyana MECHKAROVA, Aneliya STOYANOVA, Georgi ANTONOV Изследване технологичните възможности за обемно сканиране и изграждане на компютърен симулативен модел на щамповани зъбни колела от стомана 45

Татяна МЕЧКАРОВА, Анелия СТОЯНОВА, Георги АНТОНОВ

Optimization of Fire Truck’s Tanks on the Chassis MAZ-6317 by the Method of Computer Simulation ............................................................................................................. 495

Vadim KOVTUN, Sergey KOROTKEVICH, Yordan MIRCHEV, Vyacheslav LODNYA

Bulgarian Society for NDT International Journal “NDT Days” Volume II, Issue 4, Year 2019

ISSN: 2603-4018eISSN: 2603-4646

375

Evaluation of Static Strength Margin of Thin-Wall Steel Cylinders on Coefficient of Permanent Expansion

Roman DMYTRIIENKO1, Andriy PEREPICHAY1, Odarka PROKHORENKO2, Alexander ALEXIEV3

1 E. O. Paton Electric Welding Institute of the NAS of Ukraine,

11 Kazymyr Malevych St., Kyiv 03150 Ukraine. e-mail: dri1@ukr.net 2 National Technical University of Ukraine «Igor Sikorsky Kyiv Polytechnic Institute»,

37, Prosp. Peremohy, Solomyanskyi district, Kyiv, Ukraine, 03056. 3 Institute of Mechanics at the Bulgarian Academy of Sciences,

Block 4, Acad. G. Bonchev Str., 1113 Sofia, Bulgaria. e-mail: alexiev@imbm.bas.bg Abstract Theoretical and experimental substantiation of application of method of permanent expansion for evaluation of static strength margin of steel cylinders have been presented. Common deformation curve and deformation plasticity theories are used. A possibility is provided for justified designation of a maximum allowable coefficient of permanent expansion used at periodic inspection of the cylinders. Keywords: steel cylinders, hydraulic pressure tests, volume change, strength margin, periodic inspection 1. General provisions The publication makes a hypothesis on common dependence between the coefficients of permanent expansion and coefficient of static strength margin for single-type cylinders. Theoretical and experimental arguments are provided in defense of it. Hypothesis: Thin-wall steel cylinders, made of one steel grade and on one technology, independent on differences in volume, weight, wall thickness, outside diameter and length, will have the same dependence between current coefficient of static strength margin and coefficient of permanent expansion. Notes: The cylinders shall have no defects detected by non-destructive testing methods. It means that if a cylinder is slowly loaded with rising internal pressure up to a limit state, i.e. its failure will take place due to exceeding a bearing capacity of metal. The dependence of current coefficient of static strength margin on coefficient of permanent expansion can be obtained experimentally as well as theoretically. There is a certain spread on geometry parameters and mechanical properties in the process of manufacture of one-type cylinders. Some of the indices are regulated by the tolerances, other no. Usually only one maximum allowable limit is set. Melts of the same steel effect the considerable spread of the mechanical properties, apart of different emergency steels. As an example Figure 1 presents the results of the mechanical tensile tests of oxygen 40 l cylinders made on GOST 949-73 [1]. The maximum allowable values of yield point ( YPσ ) and ultimate strength ( Uσ ) made 373 and 638 MPa, respectively. Conventional sign with a line over indicates that there are data on stress-strain diagram. Figure 1a shows the data during manufacture at Iron and Steel Illich Works for 2001-2008. The cylinder samples cut in axial direction from a witness shell were used. The sampling was made without repeated heat

376

treatments. The tests were carried out on two samples of each batch, in total 447 batches. The batch contained not more than 400 cylinders [2]. The cylinders were manufactured mainly of Ds steel grade (TU 14-157-15). Figure 1b presents the actual deformation diagrams (see formula (4) below), obtained on the samples cut out in circular direction from 2 investigated cylinders made of Ds steel grade, and for a long time being in operation. The samples were cut out of non-deformed part under shoes after cylinders failure due to inner burst pressure. The diagrams show the information before deformation corresponding to ultimate strength, i.e. start of neck formation. A stress relationship is virtually constant in the area of insignificant plastic deformations.

Figure 1. Mechanical properties of oxygen 40 liters cylinders: a – in manufacture; b – actual diagrams of cylinders I and II deformation, plotted on tensile diagrams using

dependencies (4), P – proportionality limit PLσ see GOST 1497-84 [3]; Y – conventional yield strength 02σ ;

C – value corresponding to cylinder limit state; U – ultimate strength Uσ . P, Y, U values of actual diagram of deformation are obtained from corresponding values on stress-strain diagram using dependencies (4).

Figure 1a shows sufficiently large spread of yield strength and ultimate strength in production of cylinder of one type at one plant. It is known that mechanical properties have normal distribution, therefore, using additional analysis it is possible to talk about ultimate strength. The yield strength is also far from this law. Virtually, even using Figure 1a it is possible to conclude that data on yield point in the area of its minimum allowable values on GOST were collected not very objectively. Besides, the tendency is traced that the higher the yield strength the higher ultimate strength is. As for strength, for example, a cylinder with larger diameter and smaller wall thickness, having higher mechanical properties, may be stronger, i.e. keep higher pressure. A process of cylinder operation can also make changes in strength, for example reducing wall thickness due to corrosion, etc. (following the European requirements, for example, corrosion is not allowed). In manufacture and at periodic inspections of the cylinders the hydraulic pressure tests are carried out using internal test pressure ( РH ). It depending on various requirements 1.25; 1.5 or 5/3 times exceeds working pressure (РW ). A series of reference documents (see, for example, [4, 5, 6, 7]) are sued for determination of volume change and coefficient of permanent expansion in process of such tests:

377

К W WPE PE TE=Δ Δ , (1) where WTEΔ – total expansion of cylinder volume being under test pressure, WPEΔ – permanent expansion – residual variation of cylinder volume after test pressure relieve to zero. Changes of volume is mainly determined with help of «water jacket» method. A cylinder is placed in a close vessel with liquid having coming of it (vessel) graduated burette. At pressure loading the cylinder expandes and displaces liquid into a burette. The maximum allowable value КPE is also set at 0.1 level for steel cylinders and 0.05 for composite cylinders. In Russia , for example, all cylinders are for 0.05. In the USA, for instance, an elastic expansion is also determined in addition to the coefficient of permanent expansion following the recommendations of Compressed Gas Association: W W WEE TE PEΔ =Δ − Δ . (2) Its maximum-allowable pressure is set based on limitation of averaged stresses in a cylinder wall, see [8]. An explanation of given formulae and experimental dependencies can be found in materials [9]. The elastic change of volume is related with geometry characteristics of the specific cylinder, permanent one is connected with value of plastic deformations, if they took place in cylinder wall at test pressure. The coefficient of permanent expansion is an integral characteristic and describes a level of these plastic deformations. It equals zero ( 0WPEΔ = ) in elastic area. The next information will show that it is the most sensitive to initial stages of plastic deformation, and then demonstrates weak reaction to further deformation. It can not be more than 1. Real coefficient of cylinder static strength margin ( nВ ) – the burst ratio, is determined as the maximum pressure realized in cylinder (РВ ) before its fracture referred to working one, and its maximum-allowable value is also regulated. For large spectrum of cylinders this coefficient on European and American requirements equals 2.4 and for post-Soviet area it is 2.6. If the coefficient is reduced by some reasons the period of further operation is limited. Real strength of the cylinder can only be determined by means of its fracture. Due to some different reasons nВ coefficient will have some spread even for cylinders belonging to one batch. It is clear that in the trial tests nВ is not lower than Р РH W relationship, but it is impossible to say what it is in fact for each specific cylinder. Using the method of volumetric expansion it can be assumed that the higher КPE at that the closer the limit state is, i.e. РВ and , respectively, nВ will be lower. The similar value of the maximum allowable coefficient is designated for different types of the cylinders independent on Р РH W relationship, and the minimum allowable coefficient of static strength margin. At that in the most cases the data of previous checks are not considered. More detailed information and references can be found in paper [10].

378

2. Theoretical backgrounds Detailed workup of a theory stated below is considered in [11]. It also provides numerous experimental data, including extensive description and results of testing of full-scale sample used below. This publication states only main provisions. For description of large deformations it is more reasonable to use a concept of logarithmic strain (ε ), sometimes it is called actual and it can be expressed through current ( l ) and initial ( lo ) linear dimensions or through common deformation ( e l lo=Δ ) in the following way:

( )ln ln ln ln ln 1l l l ldl l od l l eol l lo ol lo o

ε ε+Δ

= = = − = = = + . (3)

In this case l l loΔ = − is the finite increment. Mathematic operation of the logarithmic strain is more reasonable due to elimination of additional members, which are inconvenient in transformations. Besides, they in contrast to common ones have an additively property. At small deformation the common and logarithmic strains are virtually indistinguishable. A tension diagram is obtained at mechanical uniaxial tensile strength test: e l lo=Δ is the common longitudinal deformation, F Aoσ = is the stress, as a tensile force F , effecting the sample referred to the initial area of its working cross section Ao . This diagram will be re-plotted in actual strain diagram ,i iε σ using following dependencies:

( ) ( )ln 1 , 1e ei iε ε σ σ= = + = + . (4) Then it can be used at multiaxial stressed state, but only till neck forming moment. Stress intensity ( iσ ) in this case is already with considered dimension change. It should be noted that at such plotting of actual strain diagram we eliminate elastic deformations of volume taken by material, i.e. condition of incompressibility is accepted, Poisson’s coefficient ν equals 0.5. A theorem of elastic unloading is kept in force. The actual strain diagram ,i iε σ is the material property and does not depend on type of stressed state. In general form, at complex stress-strain state Hook’s law for elastic state has the following form: Ei iσ ε= . It should be noted that further the stresses are determined not by initial, but on actual, current dimensions, see, for example, formula (6). Hereinafter only such stresses and logarithmic strains will be used. The calculation is carried out on thin-wall theory, i.e. wall thickness is small in comparison with diameter. Denoting the initial values of radius of a middle surface, wall thickness and cylinder length through , ,r s lo o o , the current ones varying in the process of deformation under loading can be expressed in accordance with formula (3) in the following way:

tr r eoε

= , ss s eoε

= , zl l eoε

= , (5) where , ,t s zε ε ε are the deformations of cylinder in circumferential, on wall thickness and axial directions (main deformations).

379

Changes of dimensions in the elastic area are insignificant, therefore, they are usually neglected, whereas in the field of plastic deformations the changes are considerable and they should not be neglected. Inner pressure acting on the bottoms of cylinders creates an axial force and, respectively, axial stresses. The radial stresses in the cylinder are considered being equal 0, i.e. plane stressed state is taken. Cylindrical part located in plastic field, as it will be shown below, based on incompressibility assumption, will be under conditions of plane deformation state, i.e. axial deformations equal zero. Studying deformation of the thin-wall steel cylinder out of elasticity limits several plasticity theories can be used. For the cylinder under effect of inner pressure, independent on selected plasticity theory, the main stresses in the cylinder wall, namely circumferential, axial and radial ones, are expressed in the following way: , 2, 0Pr st z t rσ σ σ σ= = = . (6) The following is received when determining the stress intensity as an equivalent stress on maximum-distortion-energy theory, namely hypothesis of specific potential energy of shape change, and substituting the stresses from (6):

( ) ( ) ( )2 221 3 32 22 22

Pri t z z t t t z z t s

σ σ σ σ σ σ σ σ σ σ= − + + = − + = = . (7)

In plastic region as well as in elastic the stress intensity is proportional to its constituents and these constituents between themselves are also proportional and in turn proportional to pressure. Also it should be noted that due to geometry and power symmetry, the tangential stresses on main areas, which are parallel and normal to the axis, equal zero. The main axes of stressed state keep their direction in loading of cylinder with inner pressure. The stresses are proportional between themselves and rise proportionally to pressure. Such a type of deformation is called common deformation, and loading is the common loading. In the case of common loading, the intensity of increment of plastic deformations equals increment of intensity of plastic deformations. In such a case when describing large plastic deformations it is reasonable to use deformation theory of plasticity (theory of small elasto-plastic deformations). The process of loading at small as well as at large deformations is simple. The linear deformations corresponding to main stresses are also main ones. For the areas significantly distant from the bottom, the radial displacements do not depend on location along the axis. Therefore, it is possible to study a part of cylinder, cut out by two sections normal to cylinder axis, and compile the equations of shell element equilibrium selected from this part by toe radial sections making between themselves some angle. It is true for elastic as well as plastic stage of loading. The deformations being determined on different theories of ductility can vary. Description of plastic deformations of the cylinder, for example using plastic flow theory (flow theory), provides the same results as based on deformation plasticity theory. The flow theory is used in the cases when the stresses are not proportional between themselves at loading, i.e. loading is not simple [12]. The intensity of increment of plastic deformations in general case does not equal the intensity increment of plastic deformations. Equality is a special case and it shall be proved. In construction of deformation theory of plasticity as well as theory of plastic flow the equations still contain an elasticity module and Poisson’s ratio in the elastic region. They allow getting the elastic solutions using the dependencies obtained for plastic state (general solutions) at

380

insignificant deformations. At plastic deformations the elastic constituent in the equations is small. The actual Poisson’s ratio in the field of plastic deformation tends to 0.5 [13]. Under loading conditions there are only elasticity equations. Breaking down the main deformations through the stresses [12] and expressing the stresses through their intensity, the main deformations for the cylinder are obtained:

1 2 32 3

it E ES

σ νε −= +

, 3 1 2 12

is E ES

σ νε −= −

, 2 1

23i

z E

σε ν = −

, (8)

where ES being the elasticity secant modulus on actual deformation diagram is the variable value. It can be seen from this that the axial deformations are always elastic and the deformations on wall thickness are negative. It should be noted if the expression contains the elasticity modulus ( E ) or the same 0.5ν ≠ , than the secant modulus should not be described as i iσ ε , since in contrast to stress intensity, the intensities of deformations are different for the cylinder and on actual deformation diagram. Assuming 0.5ν = for the cylinder, they completely match, only in this case it is possible to accept ES i iσ ε= and perform further transformations. Describing the deformation intensity by definition using the dependencies (8) for cylinder we get:

( ) ( ) ( )2 2 22 2 1 33 3

ii t z z s s t E ES

σ νε ε ε ε ε ε ε −= − + − + − = +

. (9)

Substituting in formulas (8, 9) ES for E , the dependence of calculation of elastic deformation is obtained. The dependencies are significantly simplified, if suppose that the material is

incompressible, i.e. assume 0.5ν = . It follows form this that 23

ii tES

σε ε= = , s tε ε=− and

0zε = . For this case it is possible to show that r s r so o⋅ = ⋅ and i i t tσ ε σ ε⋅ = ⋅ . In general, if it is taken that 0.5ν = the solutions in the plastic region are more approached to reality, but at small deformations these solutions do not automatically transfer into elastic solutions, rather they transfer to such elastic solutions, where Poisson’s ratio is also equals 0.5. In the plastic region in contrast to elastic one, the deformation intensity is not proportional to stress intensity. Also the deformation intensity is not proportional to each of the linear deformations. At 0.5ν = the deformation intensity becomes proportional to linear deformations except for axial ones, which in this case equal zero. And it is still not proportional to stress intensity. Since logarithmic deformations in contrast to common ones have the additivity property, then after release of internal pressure resulting in plastic deformations, the residual deformations can be expressed as a difference between complete ( iε ) and elastic ( ieε ) ones. Naturally that release is elastic:

381

( )2 12 1 3 1 1

3 3i i

ires i ie iE E E E ES S

σ σ ννε ε ε σ + − = − = + − = −

. (10)

It is clear that in this case iσ value corresponds to stress intensity value during loading. It can be seen that this expression does not depend on Poisson’s ratio and completely match with Odqvist’s parameter, i.e. residual deformations on actual deformation diagram. In other words in this case the residual deformations in the cylinder already match with the residual deformations on the actual deformation diagram. The main deformations can be treated in the

similar way. It follows from this that 32tres iresε ε= , sres tresε ε=− , 0zresε = as well as that

r s r sres res o o⋅ = ⋅ . These data indicate that the residual deformations do not depend on Poisson’s ratio. For the case of simple loading the deformation intensity can be described as sum of elastic and plastic constituents i ie ipε ε ε= + , where ip iresε ε= .The same will be true for increments

d d di ie ipε ε ε= + . Under ieε can be treated as a value of elastic relief in each point. The larger

the deformation, the more the stress is and the higher the value of elastic relief will be. It is interesting to note that the plastic constituent of deformations as well as its increment does not depend on Poisson’s ratio. Using the current and initial dimensions, let’s describe a change of cylinder volume as change of volume acquired by cylinder shell:

2 22 2 2 1 1t z t zW r l r l r l e W eo o o o oε ε ε ε

π π π+ + Δ = − = − = −

. Describing the main deformations

the general solution is obtained:

2 4 32 4 3exp 1 exp 3 12 1 33

E Ei SW W Wo o iE ESE ES

νσ ν ε ν

− + − Δ = + − = − − +

. (11)

In this case 2W r lo o oπ= is the initial volume, however, it can be determined directly, for example, as internal, and iε is determined by formula (9), and not on actual deformation diagram. The corresponding is obtained in the elastic region:

( ) ( )( )

5 4 3 5 4exp 1 exp 1

2 13i iW W W We o oE

σ ν ε νν

− − Δ =Δ = − = − +

, and at 0.5ν = it follows

from the general solution ( )( )3exp 1 exp 3 1iW W Wo o iES

σε

Δ = − = −

.

It can be seen from general solution (11) that it is impossible to expand the complete change of volume under load for elastic ( WeΔ ), releasing after relief, and plastic ( W рΔ ) components.

Conventionally supposing that W W We рΔ =Δ +Δ , plastic change of volume can be presented

as W W Wр eΔ =Δ −Δ . Naturally, that rise of plastic deformations WeΔ , the same as WΔ

382

provokes increase of W рΔ , but in less degree than the last. The plastic constituent of volume

change is related with the residual deformations. ( )W f iεΔ = dependence is close to linear one.

It can be shown that expression for W рΔ does not virtually depend on Poisson’s ratio. But it

should be noted that the difference values of WΔ and WeΔ at 0.5ν ≠ and 0.5ν = can have significant variation between themselves. As for the residual deformations and their intensity, they demonstrate complete matching and constituents of the difference at 0.5ν ≠ and 0.5ν = can also be considerably different between themselves. Determination of residual change of cylinder volume can be done easier. Let’s write it as change of volume of cylinder shell using residual and initial dimensions, see above. Since we know the residual circumferential deformations, which can also be expressed through residual deformation intensity, at that we know that the axial residual stresses equal zero, the next is obtained:

( )( ) 1 1exp 3 1 exp 3 1W W Wres o ires o i E ESε σ

Δ = − = − −

. (12)

WresΔ value is very close to W рΔ and found as difference. It can be assumed that

W W Wres eΔ =Δ +Δ . Altogether for determination of volume change several dependencies can be proposed, naturally the results will be somewhat different, but the general principle is not violated at that. Having the information about volume change, for example at testing in water jacket (WJ), it is possible to determine circular deformations and deformation intensity. Adopting 0.5ν = , thus eliminating secant modulus, the next is obtained:

2 1 ln 13 3

Wi t Wo

ε ε Δ = = +

. (13)

Substituting complete and residual volumetric expansions obtained in tests with WJ in formula (13) instead of WΔ , we get a complete and residual deformation intensity. Knowing the circular deformations and deformations on wall thickness, it is possible to determine the pressure corresponding to current loaded state. Since (using formula (5)):

( )3 1 2exp exp 33

tr e r rr o o i ois s E E ss o S os eo

εσ ν εε

− = = − = , then

( )2 2 2

3 3 exp 33 1 23 exp3

s s si i o i oPr ri o iro E ES

σ σ σ

σ εν= = =

− −

. (14)

Let’s remind that deformation intensity in this case is taken for cylinder, it somewhat different from deformation intensity on the actual deformation diagram. At 0.5ν = , the deformation intensity is taken already on actual deformation diagram. So, in this case the pressure is somewhat lower. The formula for pressure can be reduced to stresses and residual deformations.

383

It can be seen from (14) that connection of pressure with actual deformation diagram is performed through geometry parameters of the cylinder ,r so o . The rest considered here values can be connected indirectly without applying geometry parameters. ,W PΔ dependence can be made using ,i iε σ diagram and geometry parameters of the cylinder. Let’s consider the condition of buckling at plastic deformation. Expression 2 3P s riσ= is differentiated, see formula (14). Since the current values of radius and wall thickness are not

constant, we have 223

sd ds sdri i idPr r r

σ σ σ = + −

. It is clear that deformation provokes

decrease of wall thickness ( 0ds < ), rise of radius of middle surface ( 0dr > ), and regardless the fact that increment of stress intensity is more than zero, but increase of plastic deformations decrease these increments. Therefore, dP values becomes lower and lower. As it is shown in [13], when the pressure stops to increase at processing medium forcing, i.e. dP becomes equal 0, then the shell with bottoms lose the process of stable plastic deformation, forming local wall thinning, and it failures due to pressure loss. However, theoretically, if this does not take place, then further uniform deformation will provoke pressure drop. It follows from expression 0dP = that expression in brackets shall equal zero. Set to zero, preliminary multiplying by r and

rearranging, we find: dr dsd i i r sσ σ = −

. In the brackets there are the increments of circular

deformations and deformations on wall thickness, i.e. ( )d d di i t sσ σ ε ε= − . At 0.5ν = , we get

3 2d d ds t iε ε ε=− =− . It follows form this that ( ) 2 3d d d d di i t s i t i iσ σ ε ε σ ε σ ε= − = = As a result the correspondence to condition of uniform plastic deformation loss is obtained on the actual deformation diagram [13]:

13

d ii d i

σσ

ε= ⋅ . (15)

Describing complete increments of the main deformations and their intensity, it is possible to proceed to the expression 3d d dt s iε ε ε− = . As a result the same expression is obtained for loss of stable plastic deformation as in 0.5ν = . But in this case, increment of deformation intensity is based on the diagram for cylinder at 0.5ν ≠ . Let’s imagine some point on the diagram ,i iε σ . It is possible to found for it the corresponding coefficients of permanent expansion and static strength margin. Describing the coefficients of permanent expansion through calculation variations of volumes, we have:

1W W W Wр e eKPE W W W

Δ Δ −Δ Δ= = = −

Δ Δ Δ. Substituting here found above changes of volumes, the first

formula (16) is obtained. Instead of WрΔ it was possible to use WresΔ on formula (12) and

WΔ can be described as W Wres eΔ +Δ . The result does not virtually change at that. The current coefficient of strength margin is the relationship of the maximum pressure to pressure in i-th point n P PВi В i= . Implying the index m for values of corresponding maximum pressure,

384

which was found using the condition of loss of uniform plastic deformation, after reduction, the second formula (16) is obtained.

( )5 4exp 1

31

2 4 3exp 13

iE

KPEi

E ES

σ ν

σ ν

− −

= − − + −

,

3 1 2exp3

3 1 2exp3

iim E EP SВnВi Pi imi E ESm

σ νσ

σ νσ

− − = = − −

. (16)

In elastic area 0КPE = and at 0.5ν = :

3exp 1

13

exp 1

iE

KPEi

ES

σ

σ

− = − −

;

3exp

3exp

iim ESnВi

imi ESm

σσ

σσ

=

.

The calculation current value of coefficient of permanent expansion at 0.5ν = is little bit larger than at 0.5ν < . As for the calculation current value of coefficient of strength margin the situation is vice verse. In general, when determining the current coefficient of strength margin, the Poisson’s coefficient has virtually no effect and it is possible to assumed that 0.5ν = . Error at that in comparison with calculation at 0.3ν = for example is negative and on absolute value makes less than 0.1%. From expressions (16) it can be seen that theoretical KPE and nВi do not depend on geometry parameters and volume of cylinder in thin-wall its presentation. They are determined by properties of actual deformation diagram and essence of cylinder shape with bottoms creating no edge effect. Nevertheless, the graphical dependence ( )n f KВi PE= has the same property. There are also all backgrounds for plotting the theoretical curves of other types of cylinders, for example, ball-shaped and composite. 3. Experiment Let’s determine experimental dependence ( )n f KВi PE= for one cylinder. For this, the process of cylinder loading with internal pressure up to its fracture is divided on stages. The maximum pressure Pi of each i-th stage exceeds the maximum pressure of previous (i-1)-th. Then, it resets to zero. Since, loading is carried out in stages, then complete and residual change of volume, necessary for determination of complete coefficient of permanent expansion, shall be taken considering the previous stages. In such a manner as if the loading took place at one time. Figure 2 provides geometry interpreting of such loads. If measure the coefficient of residual permanent expansion on definition: ( ) ( ) ( )K W WPE PE TEi i i

= Δ Δ , at each i-th stage of cylinder loading with inner pressure where

change of volume is only related with this stage, then complete KPE at loading at one time will not equal the sum of stage-by-stage coefficients, it will be less:

385

( )

( )( )

1

11 11

iW WPE PE iiW nPEK KPE PEi iW nTE W WTE PEi n

−Δ + Δ

Δ == = < −Δ =Δ + Δ=

. (17)

In general, if 1KPE < then ( )KPE i can be much more than one. The formula for current

coefficient of strength margin will remain the same, i.e. n P PВi В i= . РВ in this case is already taken from the test results. Experimental data presented below were obtained in testing the sample (cylinder) with conventional sign I1. The sample was made of 219×6 pipe from steel 20 with welded flat bottoms. Working and hydraulic test pressure was taken equal 10 and 15 MPa, respectively. The sample at initial stages of testing took place in WJ manufactured at E. O. Paton Electric Welding Institute, then, it was fractured already out of it. The video of testing process is given in [14]. Figure 2 provides the experimental dependencies of complete and residual volumetric expansions from pressure obtained in sample I1 testing in the water jacket.

Figure 2. Experimental dependencies of complete and permanent volumetric expansions from pressure received in testing the sample I1 in water jacket:

1 (1) – complete and residual change of volume determined on WJ; 2 – recalculated on formula (17) PEK – on right scale; 3 – difference between complete and residual volume change; 4 – calculation dependence at

0.5v = ; 0E is the linear dependence plotted for elastic area before start of plastic deformations. Markers in

bold P and Y designate pressure { }YP and YP , and not bold are the calculation values corresponding PLσ and

02σ .

The pressures used below were designated in the following way, namely: { }РY is the pressure

of yield beginning – cylinder volume stop returning into initial state; РY is the yield pressure determined as an inflection point of diagram of inner pressure loading; Pwat j is the pressure,

386

till which the sample was tested in WJ; РВ is the maximum pressure carried by sample; { }РВ is the fracture pressure. Values ( )WTE i

Δ and ( )WPE iΔ for i-th stage of loading equal the distances (c-a) and (b-a),

see Figure 2. It is clear that WEEΔ in these systems of coordinates is invariant. ( )ctg α value, see Figure 2, is the elastic volumetric compliance ( β ). And this value rises with increase of plastic deformations, [9]. There is correspondence of ( ) 5,329ctgо оβ α= = for straight line Ео, which on Figure 2 is given on the left, and, for comparison, on the right. β is constant in the field of elastic deformations. It insignificantly increases to 5.45 from proportional limit stress to yield point. Then, it demonstrates significant rise and to the end of testing in WJ it makes 6.67, moreover the rise is virtually linear. The elastic change of volume can also be presented in the following way: ( )W P ctg PEE i iα βΔ = ⋅ = ⋅ .

Figure 3. Diagram of deformation of steel 20 and relationship of deformation KPE for thin-wall cylinder by the example of I1 sample:

K is the tension diagram of the sample cut out in circumferential direction; Ki is the actual deformation diagram plotted on K using dependencies (4); E is the elastic deformations; Od is the stresses as function form Odkvist’s

parameter; C-C is the dependence ( )3d di iσ ε ; 1, (1) is the complete and residual deformations on

experimental data in accordance with formula (13); J is the values till which I1 sample was tested in WJ; the other designations correspond Figure 1.

387

Figure 3 provides the tension diagrams (K) for the sample cut out in circumferential direction of pipe (initial state) from which sample I1 was made, and plotted based on it using dependencies (4) the actual deformation diagram (Ki). Diagram (K) and, respectively, (Ki) are presented before deformations corresponding to tensile strength, i.e. start of neck formation. Since for cylinder tσ in times more than zσ , then all the calculations were carried out on (Ki) diagram. It should be noted that the diagram in axial direction in contrast to circumferential has a yield segment and the calculations carried using it provide bad description of the test results. Analysis of formula (14) shows that the calculation pressure is linearly related with initial thickness of wall. Since actual thickness of wall has some spread characterized with thickness variation then a value being responsible for plastic deformations can be taken as so . This value, as a rule, is somewhat lower than average. In our calculations (see 4 Figure 2) nominal thickness, i.e. 6 mm, was taken as so . Figures 2 and 3c show that if intensity of stresses in cylinder wall reaches 02σ level then the coefficient of permanent expansion amounts to sufficiently considerable values. Also is should be noted that a kink on the diagram of loading with internal pressure (see value РY on Figure 4b) takes place very close to this level. The calculation values corresponding to 02σ on Figures 4a and 4c virtually match with the value corresponding to РY .

Figure 4. Dependence between pressure, coefficient of permanent expansion and current coefficient of strength margin, by the example of sample I1:

a) dependence between pressure, coefficient of permanent expansion; b) envelope of displacement diagrams of sample loading with internal pressure in time; c) dependence between the coefficient of permanent expansion

and current coefficient of strength margin. 1 – experimental data; 2 – calculation data; 3 – ordinates of dependence 1 multiplied by 1.5; 4 – dependence for

hydraulic receivers without object of testing.

388

In the area of large plastic deformations, deformations are proportional to the sample loading time, (the loading rate of the pump is close to constant). It is also interesting to note that the fracture pressure turned out to be less than the maximum pressure that the sample withstood, see figure 4b: { }Р РВ В< . This is in complete agreement with the provisions on loss of uniform

plastic deformation. If the cylinder, for example, failures without reaching 0dP = condition, then this indicates that it has been «work» of some defect or loading rate is too big. After failure of I1 sample, the residual deformations of the perimeter in its central part made 0.082. If they are used for intensity evaluation, then its equals to 0.095 that is very close to C on Figure 3a. The experimental curve ( )n f KВi PE= is the dependence between the level of plastic deformations and cylinder limiting state. It is an integral curve accumulating the properties of material and design peculiarities of the cylinder. The design peculiarities are shape of the bottom and neck, level of out-of-roundness and variation in thickness, bending of the axis, allowable cavities etc. Nevertheless, it can be seen that it is close to theoretical curve, see Figure 4c. Also it should be noted that theoretical curves plotted on diagrams I and II (see Figure 1b) match between themselves. However, they demonstrate sufficient difference at the initial stage from the experimental one, also matching between themselves for oxygen cylinders curves I and II. Such mismatch is apparently related with the fact that the tension samples were cut out from under shoes, and not to full extent characterize the properties of cylinder wall. The similar results have two other oxygen cylinders III and IV made of steel 35G. In the case of periodic check of the cylinders made on type of sample I1 using dependence 1 (see Figure 4c) it is possible to determine the coefficient of static strength margin, but in relation to hydraulic test pressure. Since for sample I1 relationship 1.5Р РH W = then the ordinates of the dependencies 3 were obtained from ordinates of experimental dependency 1 by multiplying for 1.5 Dependence 3 can serve as a diagram of evaluation of the static strength margin on the coefficient of permanent expansion in the case of periodic check of the cylinders of this type. 4. Conclusions The deformation theory of plasticity can be used in calculation of thin-wall cylinder. Accepting the Poisson’s ratio equal 0.5 the calculations are significantly simplified. Using the actual diagram of steel deformation, taken from uniaxial tension diagram, it is possible to get precise relationship of stresses and deformations in wall of the cylinder, at its loading with internal pressure up to limiting state (failure). Theoretical dependence between the coefficient of static strength margin and permanent expansion of one type cylinders does not depend on geometry parameters. Acknowledgements The authors gratefully acknowledge the financial support within the bilateral project “Investigation of the effect of stamping parameters on the stress-strain state of pipelines elements (2017-2019)” between the Institute of Mechanics, Bulgarian Academy of Sciences and the Paton Welding Institute, Kiev, Ukraine.

389

References 1. GOST 949-73. Steel cylinders of small and average volume for gases for Pp ≤ 19.6 MPa (200

kg/cm2). 2. Reliability and economic feasibility of high-pressure cylinder produced in Ukraine/ E. F. Garf, R. I.

Dmytriienko, A. A. Perepichay, A. P. Dengin, V. A. Pletnev // Techn. Diagn. and Non-Destructive Testing. – 2012 – No.2 – 36-41 pages. – (in Russian) UDK 620.19.14, URL: http://new-idea.kulichki.net/pubfiles/120918213704.pdf.

3. GOST 1497-84 (ISO 6892-84) – Metals. Methods of tension test. 4. ISO 9809-1:2010(E). Gas cylinders – Refillable seamless steel gas cylinders – Design, construction

and testing – Part 1: Quenched and tempered steel cylinders with tensile strength less than 1 100 MPa.

5. ISO 7866:1999. Gas cylinders – Refillable seamless aluminium alloy gas cylinders – Design, construction and testing. (This standard has been revised by: ISO 7866:2012).

6. ISO 6406:2005(Е). Gas cylinders. Seamless steel gas cylinders. Periodic inspection and testing. 7. BS EN 1802:2002. Transportable gas cylinders. Periodic inspection and testing of seamless

aluminium alloy gas cylinders. 8. CGA C-5: Cylinder Service Life-Seamless Steel High Pressure Cylinders. 9. Dmytriienko R. I. Elastic volume change of seamless steel cylinders, «K-factor», stress limitation //

Working note: RZ DRI – 030816. (In Russian). URL: http://www.dri1.cc.ua/RZ/RZ-DRI-030816.pdf.

10. Residual expansion of cylinders (brief review) / R. I. Dmytriienko, E. F. Garf, V. P. Chizhichenko / / Tech. diagnostics and non-destructive testing. – 2014. – No.1. – p. 23-28. – UDK 620.19.30. (In Russian). URL: http://new-idea.kulichki.net/pubfiles/140214224111.pdf.

11. «Working notes» on the website www.dri1.cc.ua. 12. Obraztsov I. F., Vasilyev V. V., Bunakov V. A. Optimal reinforcement of shells of revolution from

composite materials. M., «Mashinostroenie», 1977, 144 p. (In Russian). 13. Malinin N. N. Applied theory of plasticity and creep. Textbook for university students. 2nd Ed.,

reviewed. M., «Mashinostroenie», 1975. – 400 p. with pictures. (In Russian). 14. «Hydraulic testing» playlist on the «ROMAN DMYTRIIENKO» channel of YouTube video

hosting.

Bulgarian Society for NDT International Journal “NDT Days” Volume II, Issue 4, Year 2019

ISSN: 2603-4018eISSN: 2603-4646

390

Determination of the Technical Condition of Industrial Chimneys by the Passive IR Thermography Method

Viktor GLUKHOVSKYI1, Alexander ALEXIEV2

1 E.O.Paton Electric Welding Institute at National Academy of Sciences of Ukraine,

11 Kazimira Malevicha Str., Kyiv-150, 03680, Ukraine, e-mail: glukhovskyy@gmail.com 2 Institute of Mechanics at the Bulgarian Academy of Sciences

Acad. G. Bonchev Str., block 4, Sofia, 1113, Bulgaria, e-mail: alexiev@imbm.bas.bg Abstract In this paper, the main points of technical diagnostics of industrial chimneys with a passive IR thermography non-destructive testing method are considered, the main contradictions in the classical approach to diagnostics are revealed and ways to solve this problem are proposed at a higher and informative level. Keywords: Industrial chimneys, passive IR thermography, non-destructive testing, diagnostics

Определение технического состояния промышленных дымовых труб методом пассивного тепловизионного контроля

Виктор ГЛУХОВСКИЙ, Александр АЛЕКСИЕВ

Дымовые трубы – это конструктивно сложный и важный элемент основных

сооружений теплоэлектроцентралей (ТЭЦ), тепловых электростанций (ТЭС), нефтехимических, металлургических, газоперерабатывающих и других промышленных предприятий. Основной функцией дымовых труб является отвод дымовых газов и их рассеивание в атмосфере [1].

В зависимости от конструктивных особенностей и методов, которые используются, дымовые трубы разделяют на [2]:

− кирпичные, с футеровкой из глиняного кирпича, огнестойких или кислотостойких материалов;

− монолитные железобетонные с прижатой футеровкой из глиняного кирпича и кислотостойких изделий, с футеровкой и вентиляционными промежутками, с внутренним стволом или несколькими внутренними стволами;

− сборные железобетонные, с футеровкой или без нее; − металлические, свободно расположенные или на растяжках, футерированные

или с внутренними стволами. За последние несколько лет, многие предприятия в Украине и не только, стали

переходить на другие виды ископаемого топлива, заменяя в своих производственных циклах природный газ. Данная замена приводит к тому, что фактические условия эксплуатации начинают кардинально отличаться от проектных, что в свою очередь, влечет к ускоренной деградации внутренних слоев дымовых труб, возникновению дефектов и т.д. При этом, техническое состояние дымовых труб непосредственно влияет на надежность и экономичность работы вышеуказанных предприятий, а выход из строя дымовой трубы приводит к отключению энергетических мощностей (электрической и

391

тепловой энергии) и остановке технологических производств, а также к существенным финансовым затратам.

Различают температурно-влажностное воздействие и химическое воздействие агрессивных сред на дымовую трубу. В первом случае наблюдается отслоение кирпича и бетона лещадками, вертикальные и горизонтальные трещины, образование конденсата и наледей, а во втором – химическая и электрохимическая коррозия бетона, раствора, металла, разрушение защитных покрытий. При этом данный вид повреждений является наиболее опасным, так как вызывает наибольшие разрушения [1].

Таким образом, техническое диагностирование промышленных дымовых труб необходимо организовать так, чтобы исключить разрушения и различные повреждения аварийного характера, которые могут вызвать необходимость отключение агрегатов, подсоединённых к трубе [3].

Известные методы неразрушающего контроля (радиационный, ультразвуковой, магнитный и т.д.) используются в основном для диагностики металлических конструкций. В частности, для оценки качества металлических газоотводящих стволов дымовых труб применяют акустические методы, а применение ультразвукового метода для дефектоскопии бетонных конструкций не является достаточным, чтобы судить о состоянии конструкции дымовой трубы в целом.

Наиболее предпочтительным из современных методов неразрушающего контроля дымовых железобетонных и кирпичных труб является тепловизионный метод с применением инфракрасной техники. Тепловизионный метод оценки технического состояния дымовых труб основан на использовании основных законов теплового излучения (Планка, Стефана-Больцмана и Кирхгофа), устанавливающих взаимосвязь между температурой поверхности тела, его энергией излучения и излучательной способностью объектов излучения и окружающей среды [4].

В процессе тепловизионной диагностики происходит визуализация теплового (инфракрасного) излучения нагретого контролируемого объекта с помощью специальной тепловизионной техники (тепловизора) и получение изображения в виде термограммы наружной поверхности объекта. Дефектоскопия дымовой трубы обеспечивается путем расшифровки теплового изображения ее наружной поверхности, так как целый ряд повреждений проявляется в виде изменения температурного поля наружной поверхности трубы.

Таким образом, для проведения тепловизионной диагностики промышленной дымовой трубы необходимо, чтоб последняя была в рабочем состоянии, без остановки соответствующего энергетического оборудования, что является основным отличием и преимуществом перед другими методами неразрушающего контроля.

При прохождении дымовых газов по стволу трубы, температура которых достигает 300 оС, происходит конвективный теплообмен с его внутренней поверхностью, далее, по средством кондуктивной теплопередачи, тепло от более горячей зоны трубы распространяется к более холодной и достигнув наружной поверхности трубы где происходит окончательный комбинированный теплообмен с окружающей средой. В последнем случае, кроме конвективной составляющей теплообмена, присутствует и радиационная (рис.1), обеспечивающая возможность применения дистанционного пассивного тепловизионного метода диагностирования.

На рис. 1. Приведена упрощенная схема образования аномального температурного поля на поверхности дымовой трубы в процессе ее эксплуатации.

392

1 – внешняя поверхность трубы; 2 – направление потока дымовых газов; 3 – направление потока дымовых газов, взаимодействующих с поверхностью ствола трубы; 4 – внутренний дефект ствола трубы; 5 – температурное поле на поверхности трубы; 6 – зона поверхности трубы с локальными температурными аномалиями

Рис.1. Принцип образования аномального температурного поля на поверхности трубы, в процессе ее эксплуатации

В работе [3] показано, что пассивный тепловизионный метод целесообразно

применять для диагностики прежде всего дымовых железобетонных труб без вентилируемых каналов, которые наиболее распространены на современных ТЭС, и новых двуслойных конструкций. Температура наружной поверхности τ в таких трубах при стационарном режиме для нормального (проектного) технического состояния ввиду значения отношения наружного диаметра к внутреннему, близкого к 1, определяется по формуле:

0

( ) нН Г Н

Rt t tR

τ = + − (1)

где tг, tн – соответственно температура дымовых газов в стволе трубы и наружного воздуха; Rо – общее термическое сопротивление теплопередаче дымовых газов к наружному воздуху, м2⋅оС/Вт.

В случае появления дефекта в дымовой трубе, проявляющегося в виде выпадения кирпичной футеровки или ее деградации, разрушении изоляции, в уменьшении толщины бетона и т.д., ее термическое сопротивление в месте дефекта снижается, а температура наружной поверхности дымовой трубы повышается в сравнении с нормальным состоянием. Таким образом избыточная температура наружной поверхности в дефектном сечении дымовой трубы в сравнении с ее нормальным состоянием Δτ будет иметь вид:

0 0( )Ht R R

R R Rτ Δ ⋅ Δ ⋅ΔΔ =

− Δ (2)

где ΔR – термическое сопротивление отсутствующих в месте дефекта конструктивных слоев, характеризующее степень дефектности дымовой трубы м2⋅оС/Вт; Δt = tг – tн.

Согласно (2) избыточная температура определяется температурными условиями внутри и снаружи дымовой трубы в момент термографирования, ее общим термическим сопротивлением теплопередаче Rо и техническим состоянием (величиной ΔR). При отсутствии дефектов в дымовой трубе, когда ΔR = 0, избыточная температура Δτ также равна 0.

Используя табличные данные, которые определяют значения термических сопротивлений различных конструктивных слоев трубостроительных материалов,

393

включая сопротивления теплообмену на поверхностях, используя выражение (2) может быть рассчитана избыточная температура при известных режимах эксплуатации дымовой трубы.

Тепловизионное диагностирование технического состояния дымовых труб имеет ряд отличий от других строительных конструкций, а именно то, что труба имеет цилиндрическую форму, и, согласно Закону Ламберта [5], излучает тепло не равномерно. Согласно этому закону количество, энергии, излучаемое элементом поверхности dF1 в направлении элемента dF2 (рис. 2), пропорционально количеству энергии, излучаемой по нормали EndF1 умноженному на величину элементарного телесного угла dΩ и cos φ, т. е.

d2Qφ = EndΩcosφdE1 (3)Следовательно, наибольшее количество энергии поверхностью излучается в

направлении нормали при φ = 0; с увеличением φ количество излучаемой энергии уменьшается, и при φ = 90° оно становится равным нулю.

Рис. 2. Излучение элемента dF1 в направлении элемента dF2.

Таким образом, для полноценного диагностирования поверхности трубы

необходимо проводить термографирование с нескольких позиций. Принято считать, что таких позиций должно быть не менее 3-х (рис. 3).

Рис.3. Схема дистанционного диагностирования технического состояния дымовой трубы методом пассивного тепловизионного контроля

394

Съемка с каждой из позиций, позволяет запечатлеть небольшой вертикальный участок трубы без искажений, а «склеив» их друг с другом, получить полноценную, информативную термограмму всей поверхности трубы. Подобная процедура описана в [6], где рекомендуют использовать три точки визирования. Предложенная схема является не совсем корректной, так как влечет за собой неминуемое возникновение «слепых» на поверхности дымовой трубы. При этом, использование схемы с четырьмя равноудаленными друг от друга точками визирования сводит возникновение «мертвых» зон к минимуму.

Данная схема пассивного теплового контроля был применен на практике при диагностировании дымовой трубы одной из Киевских ТЭС. На рис. 4 представлены результаты тепловизионной диагностики указанной дымовой трубы, где рядом с термограммой участка трубы приведен и одномерный температурный профиль центрального вертикального участка этой же трубы. Труба имеет трехслойную структуру, состоящую из внешнего бетонного ствола, промежуточного слоя теплоизоляционных матов и внутреннего слоя кирпичной футеровки. В результате контроля выявлены горизонтальные перегретые участки, которые проявлены температурными пиками на соответствующих температурных профилях. В [6] представлена таблица дефектов и соответствующих им температурных аномалий. При этом, одни и те же температурные аномалии отвечают разным типам дефектов, что ставит под сомнение правильность выводов о наличии тех или иных дефектов.

Рис. 4. Результаты пассивного тепловизионного контроля промышленной дымовой трубы ТЭС

395

Таким образом, возникает необходимость в создании эталонных термограмм с искусственно заложенными дефектами в тело исследуемого объекта, а именно, дымовой трубы указанного выше типа. В следствии того, что на реальных объектах закладывать искусственные дефекты не составляет возможности, одним из возможных решений является создание математических моделей реальных объектов с заложенными искусственными несплошностями.

Предложенное решение является весьма перспективным, так как позволяет рассмотреть максимальное количество различных дефектов в каждом из слов, при этом также накладывать дефектные слои один на другой с последующей визуализацией не только температурных полей, но и самих дефектов в трехмерной проекции.

Реализация данного подхода позволит в будущем более точно классифицировать дефекты при диагностировании промышленных дымовых труб, а также определять геометрические параметры выявленных дефектов и определять дефектный слой. Выводы

Для полноценного тепловизионного диагностирования поверхности трубы необходимо проводить термографирование с более чем трех равноудаленных позиций.

Одни и те же температурные аномалии отвечают разным типам дефектов, что ставит под сомнение правильность выводов о наличии тех или иных дефектов.

Создание эталонных термограмм подразумевает проведение натурных испытаний на реальных, бездефектных объектах и эта возможность крайне мала.

Одним из полноценных и доступных способов получения наборов эталонных термограмм, является создание адекватных математических моделей процесса теплообмена через стенки дымовой трубы с последующей визуализацией полученных результатов.

Такое решение позволяет перейти от задачи тепловой дефектоскопии к задачам тепловой дефектометрии и томографи. Благодарности

Работа выполнена по совместному научному проекту “Исследованиe влияния параметров штамповки на напряженно-деформируемое состояние элементов трубопроводов" в рамках двухстороннего сотрудничества между Болгарской академии наук и Национальной академии наук Украины. Литература 1. Героев А.Е. Тепловизионный контроль дымовых труб. «Науковедение» №3 2013, с. 1-6 2. Бабушкин Р.А., Гмызов Д.С., Иванов Ю.П. Тепловизионная диагностика дымовых труб.

«Инновационная наука» №9/2015 с. 52-57 3. Дужих Ф.П. Тепловизионное обследование температурных полей в дымовых трубах.

«Теплоэнергетика» 1988 №5 с. 51-55 4. Энно И.К., Дужих Ф.П., Мелентьев Н.М. «Электрические станции» 1988 №6 с.31-34 5. Коротких А.Г. Теплопроводность материалов: учебное пособие / А.Г. Коротких; Томский

политехнический университет. – Томск: Изд-во Томского политехнического университета, 2011. – 97 с.

6. РД-153-34.0-20.364-00 «Методика инфракрасной диагностики тепломеханического оборудования» 01.05.2000 г., Москва, 50с.

Bulgarian Society for NDT International Journal “NDT Days” Volume II, Issue 4, Year 2019

ISSN: 2603-4018eISSN: 2603-4646

396

Mechanical Properties of the Enhanced with Nanodiamond and Tungsten Strengthened Aluminium Alloy Being Exposed in the Outer Space

Anna BOUZEKOVA-PENKOVA1, Mariа DATCHEVA2, Rоumen IANKOV2

1 Space Research and Technology Institute, Bulgarian Academy of Sciences, Sofia, Bulgaria,

e-mail: a_bouzekova@space.bas.bg 2 Institute of Mechanics, Bulgarian Academy of Sciences, Sofia, Bulgaria,

e-mails: datcheva@imbm.bas.bg, iankovr@yahoo.com Abstract In the present work, a series of nanoindentation tests were conducted on two samples of the same material (nanodiamond enhanced tungsten strengthened aluminum alloy) stored for two years and four months under different conditions. One of the samples was stored in ambient terrestrial conditions and the other sample was mounted on the outside of the International Space Station for a period over two years. In the Outer space the specimen has been exposed to radiation and two-hours cyclic temperature variation in the range of ~ 300° C. The purpose of the nanoindentation experiments is to determine two basic mechanical characteristics - indentation hardness (HIT) and indentation modulus (EIT) and this way to reveal the influence of the Outer space environment on the mechanical characteristics of the investigated nanodiamond enhanced tungsten strengthened aluminum alloy. Keywords: aluminum alloy (7075), gamma-radiation, indentation hardness and indentation modulus, nanodiamond 1. Introduction For space applications, modern alloys are required to work in extreme conditions and to possess a number of specific physical and mechanical characteristics. Due to the unique combination of properties, the aluminum and its alloys are one of the most important materials of today's industry where a high strength to weight ratio is required, e.g. in aviation, aerospace and missile/rocket industry [1]. These aluminum alloys have a complex chemical composition and the main alloying elements are magnesium, copper, manganese and zinc [2-5]. For the purposes of this study we used aluminum alloy 7075 AL. The aluminum alloy 7075 AL is the most widely used alloy for the production of high strength structures operating in extreme conditions. Due to the fact that the alloy 7075 AL operates under extreme conditions and is used in modern aircraft constructions and space techniques [6,7], it is particularly promising its further strengthening with nanodiamond particles and other alloying additives to improve the properties of the alloy. The proposed work has been studied a new aluminum-based matrix composite material enhanced with ultradispersed diamond powder / UDDP / and tungsten. The new material is expected to combine the high strength with high modulus of elasticity, good resistance to sudden temperature changes ranging between -150°C + and 150°C and to wearing and radiation as well as to have at the same time low weight.

397

2. Materials and Methods In the present study, nanoindentation experiments were performed on two types of specimens of the same material stored for two years and four months under different conditions. The first type of specimens, referred to as “Reference samples"(R), were stored in natural terrestrial conditions and the second type specimens, referred as "Space samples"(S), were mount on the outside of the International Space Station (ISS) and thus were exposed in the outer space in periods 2013-2015. After being return to Earth, space sample were kept under regular ambient conditions. The aim of the nanoindentation testing is to determine the influence of the cosmic radiation and the abrupt temperature changes on the mechanical characteristics of the investigated composite material - indentation hardness (HIT) and indentation modulus (EIT) [8]. For this purpose, we used Nano Indenter Agilent G200 (Agilent Technologies), equipped with a standard XP head, which allows measurements to be made with a penetration accuracy of up to 0.01 nm and an accuracy of the applied loading up to 50 nN. The head tip used in this study is a sharp Berkovich triangular pyramid with tip rounding of 20 nm [9-10]. The indentation program includes the built-in load-control operating method of indentation named “Series Hardness and Modulus via Cycles Load Control” (for details see in “Nano Indenter G200 manual”). Within this indentation method we set the time for penetration of the tip 10 seconds and maximum applied load Pmax = 300 mN. In order to collect a preliminary information about the hardness of the tested material a series of indents were done under displacement control up to maximum penetration (indentation) depth hmax = 50 nm. The predefined maximum load Pmax = 300 mN was achieved by five indentation cycles with gradually increasing loading and unloading up to 90% of the corresponding maximum applied force. For better statistics, each indentation tests consists of nine individual indents that are in most of the cases located at a distance of 30 to 50 um of each other.

a b

Fig. 1. Imprints left by the Berkovich pyramid after nanoindentation onto the reference samples R-1 and R-2 (а), the space samples S-1 and S-2 (b)

398

3. Results and Discussion For presenting the results we use the following nomenclature. The “Reference” type specimens that were stored solely in ambient for the Earth conditions are R-1 and R-2, while those being exposed to conditions in the outer space (“Space” samples) are S-1 and S-2. Samples R-1 and S-1 were examined after the return of the “Space” specimens from the ISS. Samples R-2 and S-2 were tested 3 years after the testing of samples S1 and R1 took place. As a result of the nanoindentation testing, the load-displacement curves P-h were first obtained (Figure 2). Using the unloading part of the P-h curves and applying the Oliver and Pharr method, the indentation hardness and indentation modules were determined [11].

a b

Fig. 2 Indentation load-displacement curves for the reference samples R-1 and R-2 (а), the space samples S-1 and S-2 (b)

Figure 3 shows the mean value of the indentation hardness and the standard deviation for each sample type and applied load, while in Table 1 the average indentation values over the five loading cycles are given with the calculated standard deviation. The hardness of the space sample S-1 is lower than the hardness of the reference sample R-1. The sample hold in the outer space was subjected for two hours to high temperature amplitude when the temperature varied from -150° C to + 120°C. Thus the material of S-1 underwent partial recrystallization and its structure is crushed showing distinct boundaries between the grains compared to the structure of the reference sample that has been not exposed to the

399

influence of the outer space environment. The cosmic radiation and the intense temperature cycling induce in the material internal stresses resulting in changes in the crystal lattice, and these changes apply especially to the surface layer of the sample leading to a decrease in the hardness of the material. The hardness of sample S-2 that spent three years at Earth after returning back from the space is the highest compared with the hardness of the other three samples. The material over time has become stronger and has the highest values. Being on Earth, the two reference samples R-1 and R-2 have undergone inhomogeneity in depth and volume due to the conditions of the Earth.

Fig. 3. Indentation hardness vs. applied load onto the reference samples R-1 and R-2 and the space samples S-1 and S-2

Table 1. Indentation hardness

SAMPLE Mean Indentation hardness ± standard deviation [GPa]

Reference R-1 1.54 ± 0.185 Reference R-2 2.15 ± 0.144

Space S-1 1.29 ± 0.032

Space S-2 2.47 ± 0.089

Figure 4 shows the average values for the indentation (elastic) modulus for the two types of specimens obtained as a result of calculations using the unloading branch of the force-displacement curve P- h of each of the load five load cycles [11]. Table 2 shows the average values of the indentation (elastic) modulus for the two specimens types. The sample S-1 that was tested immediately after returning back to earth from space has higher indentation modulus as compared to the indentation modulus of sample R-1. Sample S-2 has the highest indentation modulus. If we compare the values of the indentation modules of all samples, it can be concluded that material aging improves the elastic characteristics and this implies more to the “space” specimens.

400

Fig. 4. Indentation modulus vs. applied load onto the reference samples R-1 and R-2 and the space samples S-1 and S-2

Table 2. Indentation modulus

SAMPLE Mean Indentation modulus ± standard deviation GPa

Reference R-1 84.30 ± 3.05 Reference R-2 94.69 ± 1.37

Space S-1 92.69 ± 1.82

Space S-2 98.80 ± 2.31

4. Conclusion The conducted nanoindentation tests showed that the absorbed radiation during the exposer of the “space” specimen in the outer space being ~ 425 kGy [12] caused changes in the crystal lattice, especially in the surface layer of the sample, which in turn reduced the material hardness. After staying on the Earth, the investigated composite hardened and its indentation hardness shows higher values. The cosmic environment has a favorable effect on the elastic properties of the material. The influence of the induced by the radiation defects in the crystalline structure exceeds significantly the effect of temperature stress and makes the material more elastic. In this sense, there is a specific elemental redistribution and the migration of the elements leads to the formation of new intermetallic phases thus changing the intrinsic properties of the investigated tungsten strengthened aluminum alloy material enhanced with nanodiamond particles. Acknowledgements This work is financially supported by the Bulgarian National Science Fund under the project ДМ17/1.

401

References 1. Фридляндер И. Н.. Воспоминания o создании авиакосмической и атомной техники из

алюминиевых сплавов. Изд. Наука, Москва, 2005, с. 275. 2. Фридляндер И. Н.. Высокопрочные деформируемые алюминиевые сплавы. Изд. Оборонгиз,

Москва, 1960 г., с. 291. 3. Фридляндер И. Н., О. Г. Сенаторова, Е. А. Ткаченко. Высокопрочные сплавы системы Al –

Zn – Mg – Cu. Машиностроение, Цветные металлы и сплавы, 2001, с. 94–128. 4. Борисевич В. К., А. Ф. Виноградский, Н. И. Семишов. Конструкционное материаловедение.

Х.: Харьк. авиац. ин-т, 1998г., с. 404. 5. Miteva A.. On the microstructure and strengthening of aluminium and aluminium alloys.

Tribological Journal Bultrib, Vol. ІІІ, 2013, pp. 367-370. 6. Фридляндер И. Н.. Aлюминиевые сплавы в авиаракетной и ядерной технике. Журнал

Гражданская авиация, Металл для самолетов, No 2, 2005, с. 28-29. 7. Антипов В. В., О. Г. Сенаторова, Е. А. Ткаченко. Высокопрочные алюминиевые сплавы.

списание Цветные металлы, глава 9, 2013. 8. Булычев С. И., В. П. Алехин. Испытание материалов непрерывным вдавливанием индентора.

Машиностроение, 1990 г., с. 224. 9. Pharr G. M., A. Bolshakov. Understanding nanoindentation unloading curves. Journal of Materials

Research, Vol. 17, No 10, 2002, pp. 2660–2671. 10. Oliver W., G. Pharr. An Improved Technique for Determining Hardness and Elastic Modulus Using

Load and Displacement Sensing Indentation Experiments. Journal of Materials Research, Vol. 7, No 6, 1992, pp. 1564-1583.

11. Bouzekova-Penkova A., K. Grigorov, M. Datcheva, C. A. Cunha. Influence of the outer space on nanohardness properties of Al-based alloy. Comptes rendus de l'Académie bulgare des Sciences. Tome 69, No 10, 2016, pp.1351-1354

12. Dachev Ts., G. Horneck, Donat-Peter Häder, M. Schuster, M. Lebert, Expose-R cosmic radiation time profile. International Journal of Astrobiology, Vol. 14 No 1, 2015, pp. 17–25.

Bulgarian Society for NDT International Journal “NDT Days” Volume II, Issue 4, Year 2019

ISSN: 2603-4018eISSN: 2603-4646

402

Comparative Macro- and Micro-Sized Investigation of Biocompatible Polymer Materials

Margarita NATOVA1, Rumen IANKOV1, Maria DATCHEVA1, Miroslava DINKOVA2

1 Institute of Mechanics at the Bulgarian Academy of Sciences, Sofia, Bulgaria, e-mail: mnatova@yahoo.com , iankovr@yahoo.com, datcheva@imbm.bas.bg

2 Medical University of Sofia, Bulgaria Abstract In recent years, research and development of biocompatible polymer materials got recognition as outstanding part of human knowledge, and their applications are a matter of noteworthy interest. In this study we examined tensile strength of two thicknesses of glycolated poly(ethylene terephthalate) (PETG) for dental use and their nanoindentation elastic modulus and hardness. The mechanical behaviour of this material at the macro and micro-sized levels have been compared. It is revealed that differences in tensile and nanoindentation test values of hard and soft PETG grades might be caused by the dissimilar inhomogeneity and crystallinity along the applied tensile force. Keywords: glycolated poly(ethylene terephthalate), tensile strength, nanoindentation elastic modulus and hardness 1. Introduction In recent years, research and development of biocompatible polymer materials got recognition as outstanding part of human knowledge, and their applications are a matter of noteworthy interest. Importance of this behavior for the practice provokes our intention to learn and compare mechanical characteristics of such material at macro- and micro-sized levels. Using of glycolated poly(ethylene terephthalate) (PETG) for products in contact with human body gives rise of some mechanical interactions in the polymer itself not studied in detail so far [1]. Accordingly, we set our target to trace the multi-level mechanical testing of this material in order to eliminate complications that may arise as a result of materials' changes during contact with body systems and compare its behavior before and after thermoforming. 2. Materials and Methods 2.1. Material The material used is transparent PET-G thermoplastic, DURAN grade produced by SCHEU-DENTAL GmbH, Germany in a form of circular sheets with diameter 125 mm having two thickness values, 0.5 and 0.75 mm. 2.2. Methods Investigation of the mechanical properties before and after thermoforming is performed using computerized tensile testing apparatus produced by Dongguan Lixian Instrument Scientific Co. Ltd. at a speed of 100 mm/min and Agilent Nano Indenter G200 instrument for nanoindentation testing which delivers <0.01 nm displacement resolution. The instrumented nanoindentation enables obtaining the load-displacement curve and computing of elastic modulus and indentation hardness of the material in compliance with the standard ISO 14577 using a sharp Berkovich indenter tip (Fig. 1). The thermoforming is completed at temperature T = 220 °C

403

under pressure p = 6.1 bar (Fig. 2). The applied indentation program is under displacement control with maximum indentation depth of 2000 nm.

Fig. 1. Berkovich indenter tip Fig. 2. PETG material and thermoformed sample

3. Results and Discussion The quasi-static tensile testing of the PETG is completed according the ISO 527 standard. The true stress-strain curves of both material thicknesses are shown in Fig. 3. The obtained via nanoindentation load-displacement curves are shown in Figs.4-5.

a b

Fig. 3. Quasi-static tensile curves of dental PETG sheets of 0.75 mm (a) and of 0.5 mm (b) thickness values.

Fig. 4. Load displacement curves obtained via nanoindentation for PETG sample sheet of 0.5 mm thickness

404

Fig. 5. Load displacement curves obtained via nanoindentation for PETG sample sheet of 0.75 mm thickness

Figure 6 compares the indentation modulus and indentation hardness for the investigated “soft” and “hard” PETG sheet samples before and after thermoforming. In Fig. 7 the elastic modules obtained by tensile testing are compared with indentation modules of the corresponding PETG sheets before thermoforming. The difference in absolute values could be caused by the material effective stiffness shown in Table 1. The effective stiffness value (Young’s modulus × thickness A0), Seff, of the thinner polymer exceeds those of the thicker one. It is well-known that the effective stiffness to a great degree depends on orientation of macromolecules and the side groups branching attaining different orientation along the applied tensile force [1 - 3]. Table 1. Tensile properties of soft and hard grades PETG for dental use

Measure Type

Elastic Modulus, E, MPa

Specific Elongation,

A, % Effective stiffness,

Seff = E×A0

Soft 1047.72 ± 26.6 10.36 ± 0.13 6176.31

Hard 574.87 ± 22.04 13.19 ± 1.34 5405.69

Fig. 6. Nanoindentation hardness and elastic modules of PETG before (denoted as B) and after (denoted as A) thermoforming

0

0.05

0.1

0.15

0.2HIT in GPa

B A B A

hmax = 2000 nm

0

0.5

1

1.5

2

2.5EIT in GPa

softB softA hardB hardA

hmax = 2000 nm

405

Fig.7. Comparing the tensile test results vs. nanoindentation (IT)

Conclusions There is a significant difference between polymer micro- and macro-deformation behaviour. The micro-level mechanical behaviour of the “soft” and “hard” thermoplastic sheets does not defer statistically while tensile test results show dependence of the elastic properties on material thickness. After thermoforming the thermoplastic samples demonstrate certain inhomogeneity at micro-level. More enhanced interpretation of the experimental data obtained by instrumented indentation test and tensile test should be additionally done to make a wide-ranging conclusion about the mechanical characteristics of the PETG thermoplastic. Acknowledgments Authors gratefully acknowledge the financial support of Bulgarian National Science Fund under Grant No. КП-06-Н27-6 “Digital laboratory for multiscale modelling and characterization of porous materials: a multidisciplinary approach”. References 1. M Chanda and S K Roy, 'Plastics: Fundamentals, Properties and Testing', Taylor & Francis Group,

LLC, 2009. 2. W Grellmann and S Seidler Eds., 'Polymer Testing', 2nd Edition, Carl Hanser Verlag, Munich, 2013. 3. A Frick and C Stern and V Muralidharan, 'Practical Testing and Evaluation of Plastics', Wiley-VCH

Verlag GmbH & Co. KGaA, 2019.

0

0.5

1

1.5

2

2.5Etesile , EIT in GPa

softB-tensile softB-IT hardB-tensile hardB-IT

hmax = 2000 nm

Bulgarian Society for NDT International Journal “NDT Days” Volume II, Issue 4, Year 2019

ISSN: 2603-4018eISSN: 2603-4646

406

Determination of Mechanical Properties of Paramagnetic Materials by Multi-frequency Method

Yuriy KALENYCHENKO, Victor BAZHENOV, Aleksandr KALENYCHENKO,

Viktor KOVAL, Sergiy RATSEBARSKIY

National Technical University of Ukraine “Igor Sikorsky Kyiv Polytechnic Institute” (Igor Sikorsky Kyiv Polytechnic Institute), Kyiv, Ukraine,

e-mails: yuriykalenychenko@gmail.com, vgbazhenov@gmail.com, akalenychenko@gmail.com, department_5@ukr.net, fazzer6132@gmail.com

Abstract A new multi-frequency eddy current method of non-destructive testing can be used for determination of relations between phase characteristics of polyharmonic signals with mechanical properties of paramagnetic materials, which was experimentally established in the presented researches. With this purpose an electronic digital system for measuring the amplitude-phase characteristics of response signals has been designed. Researches were conducted on a series of samples from the alloy AA2024 with different levels of plastic deformation. The results of experiments showed that the amplitude-phase characteristic of the response signal has a regularity in dependence with the applied influences on the investigated material and is an information feature that allows to determine the stress state of the material. Keywords: multi-frequency method, polyharmonic signals, amplitude-phase characteristic, eddy current method, paramagnetic materials 1. Introduction The rapid development of approaches to the design and production of materials, such as "Integrated Computational Materials Engineering" [3, 7], "Materials Genome Initiative" [2, 8], "Additive Technologies" [4, 5, 6], expects new methods for determining the properties of microstructures during their creation and subsequent exploitation [1]. It is well known that the microstructure of certain structural materials, such as alloys, depends on the defects of the crystals and affects mechanical properties such as strength, ductility, and toughness [1, 9]. Non-destructive testing (NDT) methods are used to determine the microstructure of materials, since they are well adapted for use in technological quality control operations. Magnetic methods [10, 11, 12], ultrasonic [13, 14, 15, 21], eddy current (EC) [16, 17, 18, 20], pulsed eddy current (PEC) [21, 25, 26, 27], thermography [19 22, 23, 24] have become the most widespread. The effectiveness of these methods increases through the use of multi-frequency techniques [28, 30] and spectral analysis [29, 30]. In the above methods, the amplitude, frequency, time domain are investigated. However, direct studies of the initial phases in higher harmonics of response signals have not been performed, although they are related to the amplitude, frequency and time. In this report, the use of a eddy-current multi-frequency NDT method will be considered, the specifics of which is that for the first time phase characteristics of response signals higher harmonics are used for studying the microstructure by a specifically designed measuring system (hereinafter in case the term "harmonic" is referred to a specific higher harmonic, the abbreviation "HX” (H- a higher harmonic, “Х” – a harmonic number) is used.

407

2. Measuring system For experiments, there has been developed a measuring system "Structuroscope EG", which determines the amplitude-phase characteristics of the higher harmonics of response signals. The main units of the system (Fig. 1) are the following: an electronic unit (1), a sensor (2), and a computer (3). The electronic unit (1) is intended for synthesis of excitation signals of a given configuration and processing of response signals. It contains a synthesizer of signals, digital-to-analog and analog-to-digital converters, a control module, memory modules, interfaces for connecting external devices, and a cascade of amplifiers. It is configured by the parameters of a sampling frequency, form, frequency, amplitude, excitation signal intervals, as well as automatic changes of these parameters during measurements by a given algorithm. There can be used sensors (2) of eddy-current, ultrasonic, optical NDT in the measuring system. Using the computer (3) the configuration of the measuring system can be changed and adjusted depending on the characteristics of the object under control, the sensor, and also the research tasks.

Fig. 1. Structuroscope EG Fig. 2. Samples to stretch: "along"

(a), "across" (b) and at an angle 𝟒𝟓𝟎 (c) in relation to the rolling direction

3. Materials and samples For experiments, the sheet material of 3mm thickness from the AA2024-T4 alloy has been selected, which after its natural exposure to a stable temper has an optimal combination of properties (strength, toughness, and corrosion resistance), that is why it is widely used in industry, including aerospace [1]. Both industry and science have a wide experience of testing products from alloys of AA2HXX series using various NDT technologies and methods. Since it is well-known that the viscoelastic response of structural materials is directly related to the microstructure [1, 9], the relation between microstructure and response signals phase characteristics was investigated on samples with different levels of plastic strain, obtained by applying to samples an axial load test, and samples themselves were prepared "along", "across" and at an angle 45 in relation to the rolling direction. A general view of the samples is shown on Fig. 2.

408

The axial load test was carried out on the test bench BiSS-02-112, which allows to measure the length of the longitudinal effort with a relative error of 1%. A strain gauge with a base of 25mm was used to determine the strain, the measurement error of nonlinearity at the same time did not exceed 1%. The frequency of recording (fixing) the experimental data was 6 counts per second. During the tests, the samples were exposed to loads, resulting in deformation within the range from 0 to the deformation corresponding to the material ultimate strength which is characterized by different levels of their plastic component. The Fig. 3 shows the Stress-Strain Curve for the samples "along" (code 00) and "across" (code 90) the rolling direction. Table 1 shows the strass/strain data for plastic deformation of various samples, which were subsequently used to establish a relation between microstructure and response signals phase characteristics.

Fig. 3. Stress-Strain Curve for samples "along" (code 00) and "across" (code 90) rolling directions

Table 1. Data Stress-Strain

Sample Code Max Stress, MPa Max Strain AA2024.90.05 266,8806 3,80E-03 AA2024.90.04 266,9685 3,57E-03 AA2024.00.06 294,7953 4,15E-03 AA2024.00.04 323,4991 6,44E-03 AA2024.90.07 336,9895 1,40E-02 AA2024.90.06 337,1025 1,46E-02 AA2024.00.08 343,2031 1,48E-02 AA2024.00.07 353,4626 1,36E-02 AA2024.00.10 376,0512 3,26E-02 AA2024.90.09 376,7396 3,41E-02 AA2024.90.08 376,7814 4,24E-02 AA2024.00.09 391,3189 3,32E-02 AA2024.90.11 407,7242 5,72E-02 AA2024.90.12 421,0229 7,56E-02 AA2024.90.10 426,2230 1,04E-01 AA2024.00.12 432,1944 7,80E-02 AA2024.90.13 444,2872 1,26E-01 AA2024.00.14 448,2887 1,13E-01 AA2024.00.16 455,8687 1,42E-01 AA2024.00.17 456,3806 1,49E-01

409

4. Experiments 4.1 Method The synthesized sinusoidal signal of the given parameters is fed to the sensor excitation winding made on the basis of a ferrite core. The excitation signal and the sensor windings parameters are selected in such a way that due to the nonlinear characteristics of the ferrite it is possible to produce a poly-harmonic electromagnetic field in a sample that excites a spectrum of harmonics of eddy currents of the corresponding frequency. As a result, in the measuring winding there is induced a spectrum of response signals, which is the coherent to the analog-to-digital converters sampling frequency, which allows to determine the initial phases values of the response signals harmonics. A stepwise increase in the excitation signal amplitude causes the change in response signals harmonics amplitudes and initial phases (Fig. 4), and the character of such changes, in particular of the initial phases, is associated with the physical and mechanical characteristics of the object under control. In Section 4.2, the research of the relation between the higher harmonics initial phases changes in the response signals and the levels of plastic deformation of the samples from the material AA2024-T4 is presented.

Fig. 4. Changing the response signals value of the amplitudes and the initial phases of the harmonics, depending on the change in the excitation signal amplitude

410

4.2 Research The report presents for the first time the results of measuring the initial phases of response signals higher harmonics. The measurement operations are carried out in automatic mode with a stepwise increase of the excitation signal by a given step of amplitude change from the value of 𝐴 to the value of 𝐴 , the ratio 𝐴 𝐴⁄ = 1,16. For each sample, there were nine different sensors taken to perform over 100 measurements, which determined the most acceptable parameters of the sensor and the excitation signal for measuring the initial phases of higher harmonics. The report presents the results of two series of measurements: the first one was executed on 14.02.2019 and 15.02.2019 by Sensor 5, the second one – on 19.04.2019 by Sensor 9. The both mentioned sensors have the same ferrite core, however, in order to provide different maximum values of the excitation signal current, the parameters of the excitation and measuring windings are taken different. The Sensor 9 maximum excitation current is 7 times more of the Sensor 5 maximum excitation current. In both series, identical parameters of sampling frequency, harmonic frequency, number and duration of intervals of synthesized excitation signal of sinusoidal shape were established, while the values of current differed. For each item of the sample, there was received within the measurement cycle a spectrum of the response signals initial phases, which change due to an increase in the amplitude of the excitation signal. Fig.6 shows an example of change in the phases spectrum of nine harmonics of the sample AA2024.90.13 measured by the Sensor 9, where the X axis is the number of the measurement interval, and the Y axis indicates the value of the harmonic initial phase in degrees, and Fig.5 shows changes in the phase spectrum of the Sensor 9 without sample. In order to provide the statistical control over measured values of the initial phases in measurements with the Sensor 5 there were ten cycles performed, and with the Sensor 9 – six cycles of measurements for each sample. Also there was control of external parameters of the working environment, in particular, temperature of samples, sensors, electronic components of the device, positioning of the sensor on the samples. The statistical control of the measurement process was established using the Moving Range (MR) Chart [31].

Fig. 5. Sensor 9 without Samples: dependence of the phases spectrum of 9 response signal

harmonics of increasing the amplitude of the excitation signal

Fig. 6. Sensor 9, Sample АА2024.90.13, dependence of the phases spectrum of 9 response signal harmonics of increasing the amplitude of

the excitation signal

The results of measurements showed a high reproducibility for higher harmonics, which in most cycles completely fit into the confidence interval (CI) – Fig.10, Fig.12, however, H1 always

411

had variations in the values of the initial phase that are beyond the limits of the lower control limit (LCL) / upper control limit (UCL) – Fig.7 [31]. The measured data were processed using a graphical analysis of the dependence of the response signal harmonic initial phase change from the growth of the excitation signal amplitude stages. Fig.7–Fig.20 show examples of graphs of this dependence prepared by means of MATHLAB in automatic mode, where the X axis shows the reduced ratio of the response signal amplitude H1 to the magnitude of the stepwise increase of the excitation signal, which did not change during all measuring cycles, and the axis Y indicates the value of the harmonic initial phase in degrees.

Fig. 7. Sensor 5, Sample АА2024.00.06: variations of the H1 initial phase 𝟏𝟎𝒔 measurements cycles of

response signal and LCL/UCL

Fig. 8. Sensor 5 – Samples АА2024.00.06, АА2024.00.17: Average initial phase of H1

response signal and LCL/UCL

Fig. 9. Sensor 5 – Sample АА2024.00.06, Sensor 9 – Sample AA2024.00.17: Average initial phase of

H1 response signal and LCL/UCL

Fig. 10. Sensor 9 – Samples АА2024.90.04, Sample AA2024.00.17: variations of the H3 initial phase 𝟔𝒔 measurements cycles of response signal and

LCL/UCL

Fig. 11. Sensor 9 – Samples АА2024.90.04, Sample AA2024.00.17: H3 average initial phase 𝟔𝒔

measurements cycles of response signal

Fig. 12. Sensor 9 – Samples АА2024.90.04, Sample AA2024.00.17: variations of the H4 initial phase 𝟔𝒔 measurements cycles of response signal and

LCL/UCL

412

Fig. 13. Sensor 9 – Samples АА2024.90.04, Sample AA2024.00.17: H4 average initial phase 𝟔𝒔

measurements cycles of response signal

Fig. 14. Sensor 5 – all Samples: H4 average initial phase 𝟏𝟎𝒔 measurements cycles of response signal

Fig. 15. Sensor 5 – all Samples: H5 average initial phase 𝟏𝟎𝒔 measurements cycles of response signal

Fig. 16. Sensor 5 – all Samples: H6 average initial phase 𝟏𝟎𝒔 measurements cycles of response signal

Fig. 17. Sensor 5 – all Samples: H7 average initial phase 𝟏𝟎𝒔 measurements cycles of response signal

Fig. 18. Sensor 9 – all Samples: H3 average initial phase 𝟔𝒔 measurements cycles of response signal

Fig. 19. Sensor 9 – all Samples: H4 average initial phase 𝟔𝒔 measurements cycles of response signal

Fig. 20. Sensor 9 – all Samples: H8 average initial phase 𝟔𝒔 measurements cycles of response signal

413

The dependencies shown on Fig.7–Fig.20 indicate that at some parameters of the excitation signal amplitude, the initial phases of the higher harmonics for different specimens vary within several tens of degrees and do not differ in their values, but at certain parameters of the excitation signal, they begin to change rapidly within the hundreds of degrees (harmonics H3 and higher), at that the initial phase of each sample varies to a different extent from the other samples in the areas of rapid changes. So far, the authors of the report couldn’t find the explanation of the differences in the initial phases for various samples, however, it is observed that the curves of rapid change initial phase for samples with lower stress tend to be "to the right" on the charts, with average values of stress – in the middle, and with higher stresses – "to the left". In order to determine the regularity of the differences, it is planned to conduct a study of the phase characteristics for new samples subjected to various types of mechanical tests, with preliminary (before tests) obtaining phase characteristics of the sheet material and samples made from it, as well as defining the microstructure characteristics at all stages of the study by means of the electron backscattering diffraction technique and scanning electron microscopy [32].

Fig. 21. Sensor 5 – all Samples: dependence of the H4, H5, H6, H7 initial phase of the response signal

with the stress

Fig. 22. Sensor 9 – all Samples: dependence of the H3, H4, H5 initial phase of the response signal

with the stress

In order to establish the relationship between the phase characteristics of the stressed samples the Phase Integral HX = f (Max Stress) (Fig.21, Fig.22) was built by using an integral

414

calculation of the initial phase spectra, where the Phase Integral HX (PI) is the initial phase change integral of X-th harmonic from the given amplitude of excitation, Max Stress – maximum stress applied to a sample during simple stretching (Table 1). Points on the graphs are the values of the sample PI, and dotted lines between the points indicate the sequence of growth of stress values (in Table 1, samples are sorted by increasing stress). It is observed that the change of PI have a nonlinear dependence, the change of samples PI with the code 00 (along the direction of rolling) differs from the change of samples PI with the code 90 (across the direction of rolling), while the graphs of change in the samples PI of 00 code for Sensors 5 and 9 are similar, as well as those for code 90 respectively. Also, the modified laws have some correlation with the Strain-Stress Curve (Fig.3). The choice of H4-H7 for the Sensor 5 and H3-H5 for the Sensor 9 was made subject to the statistical control over the values of the initial phases and the completion of the process of their rapid change. 4.3 Experimental Results Analysis of the received dependencies of the induced in the Structuroscope EG measuring system sensor winding amplitudes and phases changes demonstrates the following. − The amplitude of the response signal H1 varies linearly with the change in the excitation

signal (Fig. 4, Image Amplitude H1), actually reproducing the regularity of its change, at that no interaction between the excitation signal and the object under control is observed.

− The initial phase of the response signal H1 increases throughout the amplitude range of the excitation signal within the range of 0,5 , while the moving range – within 0,7 , the variation of its values is statistically uncontrolled (Fig. 7: the values are beyond the limits of the moving range) [31], which makes it impossible to detect distinct information features for samples with different plastic deformation: for example, Fig. 8 shows the average values and LCL/UCL for samples AA2024.00.06 and AA2024.00.17, measured by Sensor 5, and on Fig. 9 are shown the average values and LCL/UCL for the sample AA2024.00.06 measured by Sensor 5 and АА2024.00.17 measured by Sensor 9.

− The response signals higher harmonics amplitudes, depending on the object under control, may vary according to a complex law that differs from the law of the excitation signal amplitude change, and their magnitudes are used as one of the main information features in studying characteristics of the object under control in multi-frequency methods [30].

− The higher harmonics phases changes in relation to the excitation signal amplitude change also shows a complex dependence, and these changes are significantly sensitive to changes in the material under control microstructure than those in the amplitude. For example, the change in the initial phases of some harmonics during the growth of the excitation signal at certain values of its amplitude can reach hundreds of degrees: from 100 to 250 for Sensor 5, H4 (Fig.14), from 20 to 160 for Sensor 5, H5 (Fig.15), from −80 to −230 for Sensor 5, H6 (Fig.16), from −160 to −330 for Sensor 5, H7 (Fig.17), from −140 to 0 for Sensor 9, H3 (Fig.18), from 110 to 270 for Sensor 9, H4 (Fig.19), from −50 to −240 for Sensor 9, H8 (Fig.17). The moment such stepwise changes appear in the initial phase depending on the excitation signal allows to establish the relation between the phase characteristics of the response signals and the microstructure of the object under control. The authors of the report assume that the effect of stepwise changes in the initial phases is related to the phenomena of electrons scattering due to the microstructural features of materials such as their morphology, the degree of recrystallization, grain size distributions and texture, and the second phases (precipitates, dispersoids, and constituents), grain-boundary corrosion, defects of crystal grids, and macrodefects [1, 9].

− The analysis of response signals higher harmonics phase information characteristics at changing the excitation signal amplitude turns out to be a very sensitive tool for determining the characteristics of the object under control material microstructure. As a result of the

415

research it was found that in order to study the characteristics of certain materials, there can be selected excitation parameters and harmonics which provide maximum sensitivity and accuracy for controlling the given mechanical parameters of the material and are measured within one iteration, which in turn will significantly reduce the time in the process of industrial application.

− The presented system of structuroscopy is developed to be reconfigurable, digital and fully automatic, it can be tuned to different modes of operation and presentation of measurement results, has small sizes, efficient power consumption, and is easy to use. The measurement cycle time in the laboratory, when the data package for 60 excitation signal values is received, does not exceed one minute. For industrial application when there is no need to investigate a wide range of changes in the excitation signal, the measurement cycle time will be minimized to a few seconds.

5. Acknowledgements The authors express their sincere acknowledgement to private individuals who have financially supported the development of the “Structuroscope EG” measuring system and conducting researches. References 1. Krishnan K. Sankaran, Rajiv S. Mishra. Metallurgy and Design of Alloys with Hierarchical

Microstructures. Elsevier, 2017, p. 506. 2. Anubhav Jain, Shyue Ping Ong, Geoffroy Hautier, Wei Chen, William Davidson Richards, Stephen

Dacek, Shreyas Cholia, Dan Gunter, David Skinner, Gerbrand Ceder, Kristin A. Persson. Commentary: The Materials Project: A materials genome approach to accelerating materials innovation. APL Materials, Vol. 1, No. 011002, 2013.

3. Allison, J., Backman, D. & Christodoulou, L. Integrated computational materials engineering: A new paradigm for the global materials profession. JOM, Vol. 58, No. 25, 2006, pp 25–27.

4. F. Calignano, D. Manfredi, Elisa P. Ambrosio, Sara Biamino, Mariangela Lombardi, Eleonora Atzeni, Alessandro Salmi, Paolo Minetola, L. Iuliano, P. Fino. Overview on Additive Manufacturing Technologies. Proceedings of the IEEE, Vol. 105, No. 4, 2017, pp. 593 – 612.

5. Kaufui V. Wong, Aldo Hernandez. A Review of Additive Manufacturing. ISRN Mechanical Engineering, 2012

6. X. Lu. Remarks on the recent progress of Materials Genome Initiative. Sci. Bull., Vol. 60, No. 22, 2015, pp 1966–1968.

7. M. F. Horstemeyer. Integrated Computational Materials Engineering (ICME) for Metals: Using Multiscale Modeling to Invigorate Engineering Design with Science. Wiley-TMS, 2012, p 472.

8. David L. McDowell, Surya R. Kalidindi. The materials innovation ecosystem: A key enabler for the Materials Genome Initiative. MRS Bulletin, Vol. 41, No. 4, 2016, pp 326-337.

9. Ed. David E. Laughlin, Kazuhiro Hono. Physical Metallurgy. 5th Edition ed., Elsevier, 2015, p 2960 10. Kashefi, M., Kahrobaee, S. & Nateq, M.H. On the Relationship of Magnetic Response to

Microstructure in Cast Iron and Steel Parts. Journal of Materials Engineering and Performance, Vol. 21, No. 7, 2012, p. 1520–1525

11. S. Ghanei, M. Kashefi, M. Mazinani.Comparative study of eddy current and Barkhausen noise nondestructive testing methods in microstructural examination of ferrite–martensite dual-phase steel."Journal of Magnetism and Magnetic Materials, Vol. 356, 2014, pp 103.

12. G. Vértesy, I. Mészáros, I. Tomášc. Nondestructive magnetic characterization of TRIP steels. NDT & E International, Vol. 54, 2013, pp 107-114

13. Aghaie-Khafri, M., Honarvar, F. & Zanganeh, S. Characterization of Grain Size and Yield Strength in AISI 301 Stainless Steel Using Ultrasonic Attenuation Measurements. Journal of Nondestructive Evaluation, Vol. 31, No. 3, 2012, pp 191-196.

14. S. E. Kruger, G. Lamouche, D. Lévesque and J.-P. Monchalin. Method and system for determining material properties using ultrasonic attenuation. United States Patent US7353709B2, 06.07.2005.

416

15. T. Kundu, Ed. Ultrasonic and Electromagnetic NDE for Structure and Material Characterization: Engineering and Biomedical Applications. 1st Ed., CRC Press, 2012, p. 890.

16. M Zergoug, S Lebaili, H Boudjellal, A Benchaala. Relation between mechanical microhardness and impedance variations in eddy current testing. NDT & E International, Vol. 37, No. 1, 2004, pp 65-72.

17. Tonghua Liu,Wei Wang,Wenjiang Qiang,Guogang Shu. Mechanical properties and eddy current testing of thermally aged Z3CN20.09M cast duplex stainless steel. Journal of Nuclear Materials, Vol. 501, 2018, pp 1-7.

18. S. Ghanei, M. Kashefi, M. Mazinani. Comparative study of eddy current and Barkhausen noise nondestructive testing methods in microstructural examination of ferrite–martensite dual-phase steel. Journal of Magnetism and Magnetic Materials, Vol. 356, 2014, pp 103-110.

19. Yunze He, Ruizhen Yang. Eddy Current Volume Heating Thermography and Phase Analysis for Imaging Characterization of Interface Delamination in CFRP. IEEE Transactions on Industrial Informatics, Vol. 11, No. 6, 2015, pp 1287-1297.

20. Abla Dahia, Eric Berthelot, Yann Le Bihan, Laurent Daniel. A model-based method for the characterisation of stress in magnetic materials using eddy current non-destructive evaluation. Journal of Physics D: Applied Physics, Vol. 48, No. 19, 2015.

21. A Habibalahi, M S Safizadeh. Pulsed eddy current and ultrasonic data fusion applied to stress measurement. Measurement Science and Technology. Vol. 25, No. 5, 2014.

22. Jia Liu, Wenwei Ren, Gui Yun Tian, Bin Gao, Yizhe Wang, Jishan Zhang, Brian Shaw, Aijun Yin, Naomi Omoyeni King-Alaleю Nondestructive Evaluation of Early Contact Fatigue Using Eddy Current Pulsed Thermography. IEEE Sensors Journal, Vol. 15, No. 8, 2015, pp 4409-4419.

23. Yunze He, Ruizhen Yang, Hong Zhang, Deqiang Zhoud, Gang Wange. Volume or inside heating thermography using electromagnetic excitation for advanced composite materials. International Journal of Thermal Sciences, Vol. 111, 2017, pp 41-49.

24. Carosena Meola, Giovanni M. Carlomagno, Luca Giorleo. The use of infrared thermography for materials characterization. Journal of Materials Processing Technology, Vol. 155-156, 2004, pp 1132-1137.

25. M. Zergoug, N. Boucherrou, A Hammouda, G.Kamel. Characterization of multilayer corrosion by pulsed eddy current. 3rd MENDT – Middle East Nondestructive Testing Conference & Exhibition, Bahrain, Manama, 2005.

26. Liang Cheng and Gui Yun Tian. Comparison of Nondestructive Testing Methods on Detection of Delaminations in Composites. Journal of Sensors, Article ID 408437, 2012 p 7.

27. Gui Yun Tiana, Yunze Hec, Ibukun Adewalea, Anthony Simma. Research on spectral response of pulsed eddy current and NDE applications. Sensors and Actuators A: Physical, Vol. 189, pp. 313-320, 15 January 2013

28. W. Yin, A.J. Peyton. Thickness measurement of non-magnetic plates using multi-frequency eddy current sensors. NDT & E International, Vol. 40, No. 1, 2007, pp 43-48, January.

29. Yunze He, Mengchun Pan, Feilu Luo, Guiyun Tian. Pulsed eddy current imaging and frequency spectrum analysis for hidden defect nondestructive testing and evaluation. NDT & E International, Vol. 44, No. 4, 2011, pp 344-352.

30. Ali Sophian, Guiyun Tian, Mengbao Fan. Pulsed Eddy Current Non-destructive Testing and Evaluation: A Review. Chinese Journal of Mechanical Engineering, Vol. 30, No. 122, 2017, pp 500–514.

31. Robert L. Mason, Richard F. Gunst, James L. Hess. Statistical Design and Analysis of Experiments: With Applications to Engineering and Science, Second Edition,.John Wiley & Sons, 2003, p. 760.

32. M. Alvand, M.Naseri, E.Borhani, H. Abdollah-Pourю Nano/ultrafine grained AA2024 alloy processed by accumulative roll bonding: A study of microstructure, deformation texture and mechanical propertiesю Journal of Alloys and Compounds, vol. 712, 2017 pp 517-525.

Bulgarian Society for NDT International Journal “NDT Days” Volume II, Issue 4, Year 2019

ISSN: 2603-4018eISSN: 2603-4646

417

Digital Image Correlation for Monitoring of Timber Walls

Georgi STOILOV, Dessislava PASHKOULEVA, Vassil KAVARDZHIKOV

Institute of Mechanics at the Bulgarian Academy of Sciences, Sofia, Bulgaria, e-mail: dessip@imbm.bas.bg

Abstract The full-field optical technique based on digital image correlation (DIC) is a tool that is gaining popularity as a way to capture more detailed information about deformation fields of objects. The present work reports results of preliminary tests for monitoring of timber walls applying this method. Efforts were dedicate to develop a software, as well as to arrange and calibrate a DIC system which to be implemented for performing remote measurements of a timber wall deformation fields. It is shown that this DIC system allows one to obtain quantitative information about the complete fields of displacement in areas where other experimental devices (for example the strain gauges) are not so effective. The system would not replace the assessment of complex interactions in wall bearing loads with standard methods but can deliver additional information about deformation process. Keywords: Digital image correlation (DIC), monitoring, timber wall, quasi-static test, displacement field 1. Introduction The full-field optical technique based on digital image correlation (DIC) is a tool that is gaining popularity as a way to capture more detailed information about deformation fields of objects. This is linked with the development of the image digitization technology. In DIC, the monitored object is photographed with a digital camera before, during and after a load. The change of a random pattern applied on the observed surface is tracked through consecutive pattern images. The basic principle of the DIC method consists in finding the correlation between individual pixels of two digital images [1, 2]. The relative difference between coordinates of the geometric centers of group adjacent pixels (the so called “subset”) in the object surface image before deformation and after deformation corresponds to an absolute displacement of these points on the deformed object surface. This advanced method is related with the development and the application of correlation algorithms for full-pixel and sub-pixel displacements. At present, the DIC method is widely utilized of in experimental mechanics, because it can be used for almost all kinds of tested material (wood, metal, ceramics, polymers, natural tissues), at huge scale of digital images (from micrometers to tens of meters) and relatively acceptable initial costs. It is well known that the timber is one of the oldest building materials and timber walls (structures) have been used for many hundreds of years. There are varied studies applying DIC for research reaction wood at different loadings: compression [3], tension [3, 4], bending [5]. For example in [3] a description of variability of the visco-elastic behaviour of wood during the long-term compression and tension loading is presented. DIC is used successfully to determine stress-strain state of wood specimens [4]. Authors determined the orthotropic elastic engineering parameters of the material such as Young's moduli, shear moduli and Poisson's ratios of four different wood species while tension samples were used. In [5] are obtained the mechanical parameters of palm wood registering images of its structure at different scales. After that, this information is utilized for the designing of polymeric composites possessing similar structure. Evaluation of DIC technique applicability together with finite-element modelling for determination of energy release rate in orthotropic wood loaded in the fracture mix-mode is reported in [6].

418

All these articles illustrate the potential of DIC method for studies in mechanics of wood materials. Therefore, utilization of DIC also for monitoring of timber walls can be recommended. DIC allows the civil engineers to solve such kinds of tasks as remotely detecting, measuring and tracking changes in deformation fields of their surfaces with high precision. For example in [7] is demonstrated application of the method to derive data upon seismic-resistant behavior of timber-framed structures filled with stones. In order to better understand the mechanical effects of a ladder-like timber insertions, in [8] is compared the behavior of reinforced and unreinforced masonry walls when submitted to in-plane shear loads. A group at the Faculty of Structural Engineering, University of Architecture, Civil Engineering and Geodesy is working on a similar subject. A group at the Faculty of Structural Engineering, the University of Architecture, Civil Engineering and Geodesy is working on a subject connected with numerical analysis of the post-and-plank timber walls [9]. The work presented here focuses on preliminary tests in the monitoring of timber walls by means of DIC. Efforts were dedicate to develop a software, as well as to arrange and calibrate a DIC system which to be implemented for performing remote measurements of a timber wall deformation fields. 2. DIC instrumentation and measurement procedure The experimental setup used in this study is includes the following elements: one digital recording unit (camera fitted with a CMOS sensor), a lens, a tripod, a source of white diffuse light, a computer unit with adequate computing power and software for the processing (calculation of correlation coefficients, displacement, strain). A camera Sony Alpha a6000 is used with CMOS sensor (23,5 x 15,6mm) possessing a maximum resolution of 6000x4000 pixels and a frame rate of up to 11 images per second. The lens focal length is 50 mm. Camera’s optical axis was adjusted to be orthogonal to the studied surfaces, which are illuminated by white light sources. The distance from camera to monitoring surface is kept invariant during the experiment. Any DIC system has to be calibrated before usage. Due to that preliminary tests are conducted in the lab. A part of calibration procedure includes a transform the displacement of the object surface from pixel units to the appropriate physical units. For that purpose, it is necessary to find out how many pixels in the image correspond to a length unit on the actual object surface i.e. we are determine the conversion factor. Two markers are placed on the investigated surface, the distance between them being known in physical length units. The direct pixel distance between the markers is determined and the conversion factor is calculated at every scale of imaging. A sequence of pictures of the object from different distances is shot to determine the optimal measurement scale. Series of in-plane motions at every scale are applied to monitored object. Both horizontal and vertical translations were put using micrometers mounted on two conjugated translation tables. With this calibration procedure it is proved that the measurements are with high level of accuracy. Another task which has to be solved before starting the real measurements is the optimization of subset size. It depends on several variables as image resolution, contrast, magnitude and character of deformation field. Rectangular subsets of size from 16 × 16 to 256 × 256 pixels are studied. It is well known that, in DIC algorithm realization, smaller subset size ensures higher spatial resolution in measuring of deformation fields and reduces the volume of calculations (and respective -calculation time) for finding corresponding points of two images. But a subset size reduction leads to reduction the accuracy of correlation peaks localization, reducing at the same time measurement accuracy. That is why a compromise subsets size 32×32 pixels was chosen.

419

With these laboratory and numerical tests was evaluated that our DIC system is capable to measure changes in position of any point on the monitored surface from distance 3 meters with accuracy of 1 millimetre. Distortions of the lens were also taken in to consideration. To further establish the accuracy in real test situations, a quasi-static test on a timber wall is performed (Fig.1). The wall was constructed in the laboratory at the Faculty of Structural Engineering, the University of Architecture, Civil Engineering and Geodesy. The loading device consists of two pneumatic cylinders (for horizontal x and vertical y directions). Several inductive gages are mounted on the timber wall (on the back site) for additional control and measurement of local displacement. To simulate permanent loads a constant vertical load of 21 kN was applied to the wall. The horizontal load was applied until failure. Due to applying loads the timber wall is deformed only in the x and y directions it is supposed that there is no movement of the surface in direction perpendicular to the xy plane (i.e. along z direction).

Fig. 1. Experimental setup with tested timber wall

The creation of a random speckle pattern which has to be applied to the surface is important for DIC method implementation as this task is closely related to the accuracy and spatial resolution of measurements. There is not a universal speckle pattern. Therefore, part of the preliminary preparation consists of applying a random pattern with good contrast to the surface of the timber wall. An important requirement is the pattern to follow exactly deformations of object surface to which it is attached. If this requirement is not satisfied errors in measured real displacements would arise in result. The method of generating random patterns is explained in detail in our previous publications [10, 11]. The initial pattern is a "white noise" image, synthesized by a random number generator. The spectrum of this image in the spatial frequency domain is subjected to filtration through a two-band transmission filter in order to maintain the same image contrast for all frequency domains. A sample of binary images of random speckle pattern, which we use for the purposes of the present work, is shown in Fig. 2. The speckle pattern is generated by computer using library OpenCV and Visual Studio 2017 based software. It is applied by offset printing technique on a planks building the timber wall. Entire process was tracked by acquisition totally 1200 incremental images taken in 2 seconds in the process of load increasing with total duration two hours. The numerical values of applied

420

forces reading from respective sensors were also recorded at the same time. Special software developed by the authors within “Microsoft Visual C++” environment, is used for data analysis and displaying the resulting 2D displacement field information. This software manages the operation of camera, too. Additionally the program displays the wall’s images of course.

Fig. 2. Speckle pattern ready for use to a physical experiment

3. Examples of Measured Results Figure 3 presents the first (a) and the last (b) acquired images.

(a) (b)

Fig. 3. Camera images in the beginning (a) and the end (b) of the experiment

Figure 4a shows the horizontal displacement field in xy plane obtained by integrating displacement vectors at respective points, which have been calculated after correlation analysis of 41 images in one minute, i.e. within duration 41 min after the experiment start. One of vertical loading device screws is imaged in Fig. 4b (see this screw also in Fig. 3). (This area have been eliminated by software processing, due to that it cannot be seen in Fig. 4a). Movements as a solid body in x direction to each of the horizontal planks are encoded by the variations of the gray colour of in Fig. 4b. As can also be seen from Fig. 4a, the bottom board has a less movement (black colour), and the top board has the largest movement (almost white colour). The maximum value of displacement is 14 mm. It should be noted that the planks were not bonded. That is why in Fig. 4b the number different displacement regions is equal to the number of planks.

421

(a) (b)

Fig. 4. Horizontal displacement field obtained with DIC: (a) displacement vectors (b) variation of gray

4. Conclusion This paper introduces system based on the principals of digital image processing applying to monitoring of timber walls. We show that this DIC system allows one to obtain quantitative information about the complete fields of displacement in areas where other experimental devices (for example the strain gauges) are not so effective. At the same time, these systems prove to be simple, robust and affordable. The monitoring system does not aim to replace the assessment of complex interactions in wall bearing loads with standard methods. It rather offers additional information to guarantee a safe working environment. The system will be used at upcoming systematic and complex studies the behaviour of wooden walls subjected to loading, as well as for solving tasks related to the structural health monitoring of other engineering structures. Acknowledgement This study has been partially financial supported by of assoc. prof. Kiril Minchev from Section Mechatrol, Notified Body NB1938, Institute of Mechanics. The experiments have been done at the Faculty of Structural Engineering, the University of Architecture, Civil Engineering and Geodesy, Sofia. References 1. Hild F., S. Roux. Digital Image Correlation: from Displacement Measurement to Identification of

Elastic Properties - a Review. Strain, Vol. 42, No. 2, 2006, pp 69-80. 2. Pan B., K. Qian, H. Xie, A. Asundi. Two-dimensional Digital Image Correlation for In-plane

Displacement and Strain Measurement: a Review. Meas. Sci. Technol., Vol. 20, No. 6, 2009, pp 1-17.

3. Ozyhar T., S. Hering, P. Niemz. Viscoelastic Characterization of Wood: Time Dependence of the Orthotropic Compliance in Tension and Compression. J. Rheol., Vol. 57, No. 2, 2013, pp 699-717.

4. Jeong G.Y., M.J. Park. Evaluate Orthotropic Properties of Wood using Digital Image Correlation. Constr. Build. Mater. Vol. 113, 2016, pp 864-869.

422

5. Haldar S., N. Gheewala, K.J. Grande-Allen, M.A. Sutton, H.A. Bruck. Multiscale Mechanical Characterization of Palmetto Wood using Digital Image Correlation to Develop a Template for Biologically-Inspired Polymer Composites. Exp. Mech., Vol. 51, No. 4, 2011, pp 575-589.

6. Méité M., F. Dubois, O. Pop, J. Absi. Mixed Mode Fracture Properties Characterization for Wood by Digital Images Correlation and Finite Element Method coupling. Eng. Fract. Mech., Vol. 105, 2013, pp 86-100.

7. Sieffert Y., F. Vieux-Champagne, S. Grange, P. Garnier, J.C. Duccini, L. Daudeville. Full-field Measurement with a Digital Image Correlation Analysis of a Shake Table Test on a Timber-framed Structure filled with Stones and Earth. Engin. Struct., Vol. 123, 2016, pp 451-472.

8. Crété E., S. Yadav, M. Hofmann, F. Vieux-Champagne, Y. Sieffert, O. Moles, Ph. Garnier. Timber Seismic Bands: Correlating their Characteristics with Local Seismic Activities and Understanding their Effects under Seismic Loads. Proc. of Inter-ISC’18, Turkey, hal-02004219.

9. Gruewa P., V. Tanev. An overview of the structural details and numerical analysis of the post-and-plank timber walls in the Kotel region in Bulgaria. Proc. of ICOMOS Inter-ISC Meeting & Colloquium, Turkey, 2018, pp 83-91.

10. Stoilov G., V. Kavardzhikov, D. Pashkouleva. A Comparative Study of Random Patterns for Digital Image Correlation, J. of Theor. and Appl. Mechanics, Vol. 42, No. 2, 2012, pp 55-66.

11. Stoilov G., V. Kavardzhikov, D. Pashkouleva. Мultiscale Monitoring of Deformation Fields by Digital Image Correlation Method, J. of Theor. and Appl. Mechanics, 48 (4), 2018, pp 23-40.

Bulgarian Society for NDT International Journal “NDT Days” Volume II, Issue 4, Year 2019

ISSN: 2603-4018eISSN: 2603-4646

423

Modern Approaches to Control the Technical Condition of Electrical Equipment in the Digital Transformation of Energy

Aleksandr NAZARYCHEV1, Dmitry ANDREYEV2

1 Petersburg power engineering institute of professional development, Saint-Petersburg, Russia;

e-mail: rector@peipk.spb.ru 2 JSC “Zarubezhenergoproyekt”; Ivanovo, Russia;

e-mail: ada_dimon@mail.ru Abstract The article deals with topical issues of management of technical condition of electrical equipment. The goals, tasks, existing and prospective digital technologies for solving problems of technical condition management are described. Their influence on technical and corporate management processes is shown. Keywords: Electrical equipment, technical condition, digital technologies, process control

Современные подходы управления техническим состоянием электрооборудования в условиях цифровой трансформации

энергетики

Александр НАЗАРЫЧЕВ, Дмитрий АНДРЕЙЕВ

Техническая политика компаний энергетической отрасли направлена на обеспечение надежности и безопасности работы электрооборудования (ЭО), особенно это становится актуальным в условиях принятого курса на цифровую трансформацию энергетики [1]. Цель цифровой трансформации – изменение логики технологических процессов и переход энергетики на риск-ориентированное управление на основе внедрения цифровых технологий и анализа больших объемов данных. Основные задачи при реализации концепции цифровой трансформации заключаются в следующем:

1. Адаптировать компаний к новым условиям и возникающим вызовам. 2. Обеспечить надежное электроснабжение потребителей. 3. Повысить эффективность эксплуатации объектов энергетики. 4. Увеличить доступности электросетевой инфраструктуры. 5. Совершенствовать и развивать кадровый потенциал энергетики. 6. Диверсифицировать бизнес энергокомпаний за счет создания дополнительных

сервисов. В основу концепции цифровой трансформации энергетики положены следующие

основные принципы: − обеспечение наблюдаемости объектов энергетики и ведения режимов их работы; − автоматизация управления технологическими и корпоративными процессами; − применение принципов автоматизированного риск-ориентированного

управления; − построение цифровой CIM-модели по единому отраслевому стандарту и

информационное взаимодействие со всеми контрагентами субъектов электроэнергетики;

− интеграция и объединение информационных, технологических и корпоративных систем на различных иерархических уровнях управления.

Решение задач на основе приведенных принципов невозможно без определения фактического технического состояния (ТС) ЭО. Определяющее влияние на степень износа ЭО оказывают эксплуатационные факторы, которые действуют в различных условиях и режимах работы. Они приводят к развитию и накоплению дефектов, и к более раннему наступлению предельного состояния и отказу ЭО. Для обеспечения безопасной и эффективной работы, при управлении режимами эксплуатации и ремонта необходимо знать фактический уровень надежности ЭО с учетом воздействия реальных эксплуатационных факторов. Воздействуя на режимы и условия работы, а также применяя современные методы оценки ТС оборудования, можно эффективно и безопасно управлять процессом эксплуатации ЭО [2]. Поэтому актуальна разработка методов количественной оценки и прогнозирования показателей эксплуатационной надежности, позволяющих учесть основные факторы, влияющие на износ ЭО и с учетом этого выполнять активно – адаптивное управление ТС в рамках концепции цифровой трансформации.

В настоящее время для поддержания ТС ЭО как правило применяют систему планово-предупредительного ремонта (ППР), которая не всегда обеспечивает принятия оптимальных решений. Существующая система ППР в энергетике имеет существенные недостатки и не может обеспечивать надежность ЭО при возрастающих темпах его износа. Это объясняется тем, что система технического обслуживания и ремонта (ТОиР) осуществляется без учета фактического ТС ЭО; планы-графики ППР не устанавливают приоритета вывода в ремонт ЭО; не учитываются технологические, материальные, временные, трудовые ограничения, не предусматривается рациональное управление процессом эксплуатации и более полное использование ресурса каждой единицы ЭО. Все это приводит к ухудшению технико-экономических показателей энергообъектов и снижению эксплуатационной надежности ЭО. В связи с этим действующая система ТОиР нуждается в совершенствовании на основе разработки системы ремонта с учетом фактического ТС ЭО [3].

Анализ существующих методов и средств технической диагностики ЭО показал, что их современный уровень и перспективы развития открывают реальные возможности применения стратегии ТОиР по ТС [4]. Наибольший эффект от использования такой системы достигается при эксплуатации сложного оборудования, ремонт которого связан с большими затратами, а отказ вызывает значительный ущерб. Основным принципом системы ТОиР по ТС является индивидуальное наблюдение за диагностическими параметрами, характеризующими ТС ЭО в процессе эксплуатации. Такая система ТОиР представляет собой совокупность правил, обеспечивающих заданное управление эксплуатацией ЭО на основе контроля его уровня надежности и ТС. В настоящее время разработана законодательная база по управлению ТС ЭО объектов энергетики [5, 6, 7, 8] на основе существующих методов контроля ТС. Наиболее часто используемые в энергетике методы контроля электрооборудования:

− акустический контроль; − тепловизионный контроль; − оптический контроль; − вибрационный контроль; − ультразвуковой контроль; − эмиссионный контроль; − радиолокационный контроль; − импульсный контроль; − ХАРГ в масле;

− контроль электрических параметров и анализ − гармоник тока и напряжения; − физико-химический анализ масла; − контроль по интенсивности частичных разрядов. Задачи функционирования цифровой ЭЭС должны в себя включать: − анализ топологии и расчет установившегося режима в ЭЭС; − автоматический расчет показателей надежности ЭО и схем электрических

соединений объектов энергетики; − выявление дефектов в ЭО подстанций и линий электропередач; − дистанционное управление оперативными переключениями в нормальном и

аварийном режимах в том числе из диспетчерских центров; − автоматическое регулирование напряжения; − автоматизированное снижение и восстановление нагрузки, в том числе по

командам из ОДУ; − перераспределение нагрузки путем реконфигурации распределительной сети; − сглаживание «пиков» нагрузки в распределительной сети; − управление устранением неисправностей; − самодиагностика и самовосстановление после сбоев в работе отдельных

элементов; − управление распределенной генерацией для объектов, не отнесенных к объектам

диспетчеризации. Элементом ситуационного управления верхнего уровня является ситуационно

аналитический центр (САЦ). Основным элементом САЦ является ситуационно-аналитическая панель, созданная посредством интеграции технологических и корпоративных информационных систем на основе единой цифровой модели сети (CIM). Существующие и перспективные цифровые технологии представлены в таблице 1 [1].

Таблица 1. Существующие и перспективные цифровые технологии

Решения Существующие (2019-2024) Перспективные (2025-2030)

Информационные системы управления

ADMS-системы с поддержкой функционала: SCADA, DMS, EMS, OMS, GIS, AMI, WFM, базирующиеся на модель сети с процессором топологий.

Сетецентрические двухконтурные онлайн и офлайн системы поддержки приятия решений (включая цифровое проектирование) цифровой сетевой компании, основанные на онтологии бизнес-процессов деятельности и математической модели сети как единой шины данных с элементами искусственного интеллекта (включая предиктивную риск-ориентированную аналитику).

Цифровые подстанции

Различные архитектуры построения вторичных цепей защит и автоматики (централизованной, распределенной, комбинированной) с применением протокола IEC61850. Преимущественно cтрадиционной архитектурой

Компактные Plug-n-Play центры питания, работающие преимущественно с применением цифровых каналов связи. Вероятно, иной архитектуры по первичным цепям, не требующие специальной длительной наладки при вводе в эксплуатацию, выполненные по цифровым проектам. Имеющие в своем составе интеллектуальное

вторичных цепей. На существующих технических решениях в части коммутационного, измерительного и распределительного оборудования, терминалов защит и автоматики.

коммутационное оборудование, цифровые системы измерений и контроллеры присоединений (интегрированные функции защит и автоматики, учета и передачи данных), вероятно не требующие индивидуальной настройки системы предиктивной диагностики.

Системы автоматизации процессов ликвидации аварий воздушных (кабельных) сетей

Преимущественно распределенная автоматизация воздушных сетей с применением автоматических пунктов секционирования, управляемых разъединителей и индикаторов короткого замыкания. Централизованная (с применением индикаторов аварийных событий) автоматизация кабельных сетей. С интеграцией в ADMS-системы.

Адаптивные автокластерные (состоящие из элементарных автоматизированных ячеек) сети оптимальной топологии, рассчитанной с применением цифровых моделей сети, с интеллектуальными автоматическими устройствами (не требующими индивидуальных настроек), а также неавтоматическими, необслуживаемыми делителями сети, интегрируемые в онлайн и офлайн системы поддержки принятия решений.

Интеллектуальные системы учета и энергомониторинга

Системы АИИС КУЭ (AMI) и интеллектуальные приборы учета электроэнергии. Системы энергомониторинга узлов нагрузки на границах балансовой принадлежности и узлах нагрузки сетей. С интеграцией в соответствующие задачи ADMS-систем.

Интеллектуальные системы энергомониторинга и управления энергопотреблением. Измерительные контроллеры на уровне конечных потребителей, поддерживающие технологии промышленного интернета вещей (в части передачи данных), с интеграцией в онлайн и офлайн системы поддержки принятия решений, а также, вероятно, технологии распределенных реестров для реализации смарт контрактов. Измерительные контроллеры энергомониторинга.

Перспективные технологии для цифровой трансформации энергетики − Технологии интеллектуального учета электроэнергии; − Интернет вещей; − Большие данные (Big Data); − Цифровые двойники; − Технологии визуального восприятия и принятия решений; − Дистанционное сканирование для создания 3D моделей элементов сети; − Виртуальная реальность (симуляция 3D изображения); − Дополненная реальность; − Технологии искусственного интеллекта; − Распределенный реестр (Blockchain); − Машинное обучение.

Рассмотрим отдельные технологии цифровой трансформации, возможное влияние

и эффекты от применения в энергетике таблице 2 [1].

Таблица 2. Возможное влияние и эффекты от применения перспективных цифровых технологий в энергетических компаниях

Технология Возможное влияние Эффекты

Онтологические модели деятельности (Business Ontology)

Постепенная цифровизация (оптимизация) деятельности по основным бизнес-процессам компании.

Снижение себестоимости всех бизнес-процессов компании.

Цифровые двойники (Digital Shadows)

В рамках развития онлайн и офлайн систем поддержки принятия решений создание математических моделей сети, объектов и процессов.

Снижение операционных затрат и развитие новых видов бизнеса для компании.

Промышленный интернет вещей (IoT)

Существенное снижение CAPEX и OPEX на сбор данных от удаленных объектов и устройств в сети, в том числе качественное увеличение объема этих данных.

Снижение операционных затрат и развитие новых видов бизнеса для компании.

Большие данные (Big Data)

Существенное повышение прозрачности деятельности, качественное насыщение данными онлайн и офлайн систем поддержки принятия решений.

Оптимальность принятия решений по оперативной и перспективной обстановке. Дополнительные эффекты за счет общей обработки технологических и корпоративных данных.

Машинное обучение (Machine Learning)

Автоматизированная обработка массивов данных в рамках задач онлайн и офлайн систем поддержки принятия решений при наличии соответствующих математических алгоритмов.

Оптимальность принятия решений по оперативной и перспективной деятельности.

Распределенные реестры (Blockchain)

Исключение посредников в цепочке реализации кВт.ч до конечного потребителя, переход на автоматизированные Smart-контракты, развитие сервиса для активных потребителей и распределенной энергетики.

Развитие новых видов сервисов (бизнеса) сетевых компаний для субъектов рынка.

Разработка нормативно-методического обеспечения в части развития системы

управления ТС ЭО включает в себя: − Методика оценки интегрального показателя технического состояния (ИПТС). − Методика определения последствий отказа электрооборудования (ЭО). − Методика определения вероятности отказа ЭО с учетом ИПТС. − Методика расчета ресурса ЭО с учетом ИПТС. − Методика оценки уровня риска с учетом ИПТС ЭО. − Методика приоретизации ЭО для целей организации ТОиР и ТПиР. − Методика оценки стоимости жизненного цикла (ЖЦ) ЭО. − Методика планирования сроков ТОиР с учетом ИПТС, оценки последствий

отказов, рисков и приоретизации ЭО. − Методика планирования объемов ТОиР с учетом ИПТС, оценки последствий

отказов, рисков и приоретизации ЭО. − Методика расчета затрат на ТОиР. − Методика оценки предельных сроков эксплуатации ЭО с учетом ИПТС.

− Методика планирования объемов ТПиР в части замены ЭО с учетом рисков и стоимости жизненного цикла

− Методика расчета затрат на ТПиР в части замены ЭО. Влияние цифровых технологий на технологические и корпоративные процессы

управления ТС ЭО приведена в таблице 3 [1].

Таблица 3. Влияние цифровых технологий на технологические и корпоративные процессы управления ТС ЭО

Процессы Технологии Эффекты Оказание услуг по передаче электроэнергии

Технологии интеллектуального учета электроэнергии Интернет вещей (IoT) Big Data Технологии визуального восприятия и принятия решений Технологии искусственного интеллекта Распределенный реестр (Blockchain)

Снижение потерь электроэнергии Повышение эффективности капитальных и операционных затрат (OPEX/CAPEX) Повышение надежности Дополнительные сервисы для потребителей

Технологическое присоединение

Цифровые двойники Интернет вещей (IoT) Big Data Технологии визуального восприятия и принятия решений Технологии искусственного интеллекта

Сокращение сроков технологического присоединения Сокращение OPEX

Оперативно-технологическое и ситуационное управление

Цифровые двойники Технологии визуального восприятия и принятия решений Технологии искусственного интеллекта Big Data Технологии интеллектуального учета электроэнергии

Повышение надежности Возможность предиктивного информирования о появлении угрозы отключения электросетевого оборудования

Техническое обслуживание и ремонты / Техническое перевооружение и реконструкция

Цифровые двойники Big Data Дистанционное сканирование для создания 3D моделей элементов сети Дополненная реальность Виртуальная реальность (симуляция 3 D изображения или полноценной среды)

Повышение эффективности капитальных и операционных затрат (OPEX/CAPEX) Повышение адаптивности Повышение надежности

Инвестиционная деятельность

Big Data Сокращение CAPEX Повышение прозрачности формирования инвестиционных программ Создание системы контроля за реализацией инвестиционных программ в автоматизированном режиме

Капитальное строительство

Цифровые двойники Big Data

Сокращение CAPEX; Повышение адаптивности Создание системы контроля за реализацией инвестиционных

Виртуальная реальность (симуляция 3 D изображения или полноценной среды)

программ в автоматизированном режиме

Финансы, экономика и бухгалтерский учет

Big Data Автоматизированное формирование отчетности Создание системы контроля за реализацией бизнес-планов Повышение адаптивности

Закупочная деятельность

Big Data Технологии искусственного интеллекта

Автоматический расчет усредненных нормативов цен Оптимизация процесса подготовки и размещения закупочных процедур Подведении итогов конкурсных процедур на основе технологии искусственного интеллекта

Управление рисками

Big Data Технологии искусственного интеллекта

Автоматическое формирование реестра рисков и их влияние на бизнес Онлайн мониторинг рисков Рекомендации по нивелированию рисков

Правовое обеспечение

Big Data Технологии искусственного интеллекта

Повышение адаптивности

Управление собственностью

Big Data Технологии искусственного интеллекта

Повышение адаптивности

Система управления производственными активами

Цифровые двойники Big Data Технологии искусственного интеллекта

Автоматический расчет индекса технического состояния и отклонений по нему Повышение адаптивности Жизненный цикл оборудования в цифровом виде Автоматическое формирование планов ТОиР и ТпиР

Реализация услуг Big Data Технологии искусственного интеллекта Распределенный реестр (Blockchain)

Повышение доступности (уменьшение срока технологического присоединения) Новые сервисы для потребителей

Логистика Big Data Технологии искусственного интеллекта Распределенный реестр (Blockchain)

Повышение эффективности операционных затрат (OPEX) Повышение адаптивности

Основные эффекты от реализации концепции цифровой трансформации дадут

возможность энергетическим компаниям отрасли более эффективно реализовывать инвестиционные программы и увеличивать доходность своего бизнеса. Кроме того [1], обеспечение готовности инфраструктуры к развитию новых вызовов, повышение параметров качества и надежности энергоснабжения потребителей, а также:

− увеличение скорости и качества принятия решений на всех уровнях управления компании;

− снижение потерь за счет своевременного выявления бездоговорного и неучтенного потребления электроэнергии;

− сокращение издержек на текущую эксплуатацию оборудования (OPEX) – переход от планового ремонта к ремонту по состоянию;

− оптимизация логистики поставки оборудования; − повышение уровня компетенции персонала. У потребителей ожидается повышение качества и доступности услуг по передаче

электрической энергии и технологическому присоединению, а также возможность участия в регулировании собственного потребления.

Таким образом, реализацию концепции цифровой трансформации в энергетике следует рассматривать как комплексное решение проблемы управления ТС ЭО объектов электроэнергетики. Решение поставленных задач имеет существенное значение для перехода к системе ТОиР ЭО по ТС, а также управления процессом его эксплуатации в зависимости от полученных значений показателей надежности при воздействии эксплуатационных факторов в различных условиях и режимах функционирования. Научно-практическое значение решения этих задач будет состоять в создании моделей, алгоритмов и компьютерных программ, направленных на обеспечение надежности и безопасности эксплуатации ЭО объектов энергетики путем совершенствования системы ТОиР и процесса эксплуатации на основе учета фактического ТС ЭО, определяемого средствами диагностирования. Литература 1. Концепция «Цифровая трансформация 2030» ПАО «Россети». 2. Назарычев А.Н., Андреев Д.А. Методические основы определения предельных сроков

эксплуатации и очередности технического перевооружения энергообъектов. – Иваново: Ивано. гос. ун-т. 2005. – 168 с.

3. Назарычев А.Н., Таджибаев А.И., Андреев Д.А. Совершенствование системы проведения ремонтов электрооборудования электростанций и подстанций. – СПб.: ПЭИПК, 2004. – 64 с.

4. Назарычев А.Н., Таджибаев А.И. Модели расчета эксплуатационной надежности и управления техническим состоянием электрооборудования. – СПб.: ПЭИПК, 2002. – 39 с.

5. Постановлением Правительства Российской Федерации от 19.12.2016 г. № 1401 "О комплексном определении показателей технико-экономического состояния объектов электроэнергетики, в том числе показателей физического износа и энергетической эффективности объектов электросетевого хозяйства, и порядка осуществления мониторинга таких показателей" (Собрание законодательства Российской Федерации, 2016, N 52, ст. 7665).

6. Приказ Минэнерго России от 26 июля 2017 г. № 676 "Об утверждении методики оценки технического состояния основного технологического оборудования и линий электропередачи электрических станций и электрических сетей".

7. Приказ Минэнерго России от 25 октября 2017 г. № 1013 «Правила организации технического обслуживания и ремонта объектов электроэнергетики"

8. Концепция обеспечения надежности в электроэнергетике / Н.И. Воропай, Г.Ф. Ковалёв и др. – М.: ООО ИД «ЭНЕРГИЯ», 2013. – 304 с.

Bulgarian Society for NDT International Journal “NDT Days” Volume II, Issue 4, Year 2019

ISSN: 2603-4018eISSN: 2603-4646

431

Investigation of the Reasons for Accelerated Wear of Polymer Water-lubricated Sterntube Bearings

Sevdalin VALCHEV, Christo PIROVSKY

Technical University – Varna, Bulgaria, e-mail: sevdalin.valchev@tu-varna.bg

Abstract In recent years, water-lubricated polymer bearings have been increasingly used. The main reasons are: reduced maintenance and service costs, zero environmental impact, high wear resistance and, last but not least, exceptional shock and vibration resistance, allowing for a substantial reduction of vibration and noise. In some applications, however, the wear resistance of the polymer sleeves is compromised and after a year of operation wearing limits are reached. In the present study, the reasons for the increased wear of the polymer stern tube bearings are discussed in detail. Keywords: sterntube, polymer, bearings, wear

Изследване на причините за ускорено износване на полимерни дейдвудни лагери с водно мазане

Севдалин ВЪЛЧЕВ, Христо ПИРОВСКИ

1. Въведение

През последните години полимерните дейдвудни лагери с водно мазане получиха широко приложение не само в корабостроителната индустрия. Основните причини са: лесен монтаж, ниска себестойност, намалени разходи за обслужване и поддръжка, безвредно влияние върху околната среда при експлоатация, висока износоустойчивост, нисък коефициент на триене (0.1÷0.17) и не на последно място – изключителна устойчивост на удари и вибрации, позволяваща чувствително намаляване на вибрациите и шума в жилищните и служебни помещения на кораба.

При работа на полимерните лагери, в зоната на контакт между шийката на въртящия се вал и лагерната втулка, възникват сили на триене съпътствани с отделяне на топлина. Тъй като полимерния лагер е лош проводник на топлина, задължително се въвежда охлаждане посредством непрекъснат воден поток, протичащ през надлъжни канали на лагерната втулка (фиг. 1).

Фиг. 1. Напречно сечение на полимерна лагерна втулка.

432

В съвременната корабостроителна практика са разпространени няколко основни подхода за осигуряване на охлаждане на полимерните лагери:

− охлаждане отворен тип за лагери разположени в конструкцията на кронщейн. Разчита се на разликата в налягането преди и след лагера, което се създава от обтичащия кронщейна попътен поток вода, фиг. 2а.

− отворен тип за лагери разположени в дейдвудно устройство. Охлаждането се осъществява принудително чрез извънбордна вода засмуквана от помпа. Предимството се състои във високата интензивност на охлаждане, филтрирането на абразивни частици съдържащи се в извънбордната вода и предупредително известяване при запушване на охлаждащите канали на лагера или срив в работата на помпата, фиг. 2б.

− затворен тип охлаждане на дейдвудни лагери. Използва се сладка вода която циркулира в затворен контур между лагерите в дейдвудното устройство, фиг. 2в.

При правилна експлоатация продължителността на експлоатация на полимерните лагери с водно мазане достига 10 и повече години. В някои приложения на полимерните лагери с водно мазане, поради ред причини, които ще бъдат отбелязани по-долу, след година експлоатация се достигат стойности на недопустимо износване, налагащо подмяна на полимерната втулка.

а)

б)

в)

Фиг. 2. Схеми на охлаждане на полимерни лагери с водно мазане

2. Цели и задачи на изследването Основните цели на настоящото изследване е разкриване на причините за ускорено износване на дейдвудни полимерни лагери с водно мазане и представяне на препоръки за подобряване на тяхната експлоатация. Основните задачи, поставени в хода на изследването са:

− оценка на проявата на някои от най-характерните повреди по полимерните лагери с водно мазане;

433

− изграждане на изчислителен модел, отчитащ въздействието на сили и моменти върху корабната валова линия и в частност тяхното влияние върху дейдвудните лагери;

− оценка на причините за повишено износване. 3. Характерни повреди на полимерните лагери с водно мазане

Характерните повреди по дейдвудните лагери с водно мазане могат да бъдат условно класифицирани в две групи.

Първата група е пряко свързана с неподходящи проектни решения водещи до

развитие на неизправности: − високо контактно налягане по периферния ръб на лагерната втулка в следствие

на деформацията на валовата линия и/или корабния корпус, водещи до несъвпадане (кръстосване) на оста на лагерната шийка на вала с оста на лагерната втулка;

− използване на дължини на лагерите L>2*Dвал; − необтекаемо входно сечение на полимерни лагери без принудително охлаждане

– разчита се на естествената циркулация, която създава попътния поток; − неотчитане на възникваща странична сила при бързовъртящи се валове,

обтичани косо от попътния поток (ефект на Магнус)[4]. Във втората група са описани най-чести повреди в следствие на неправилна

експлоатация: − интензивно износване при работа в абразивна среда – съдържание на твърди

примеси в охлаждащата вода (абразивни частици – пясък); − развитие на висока температура на охлаждащата вода t>80°C, особено за лагери

без принудително охлаждане. Получава се ефект на хидролиза (химическо разграждане на контактния слой на лагера от водата), фиг. 3 [2];

− разтопяване на повърхностния слой на лагера от спиране на охлаждането непосредствено със спирането на двигателите;

− пълно разтопяване на лагера в следствие на спиране на принудителното охлаждане или запушване на надлъжните ръкави на лагера от ракообразни, фиг. 4.

Фиг. 3. Влошаване качеството на контактния слой на лагера вследствие на висока температура и развитие на хидролиза

434

Фиг. 4. Разтопяване на лагерната втулка в следствие на влошено охлаждане и развитие на висока температура в контактния слой (t>250°C) [1]

4. Обект на изследване Обект на настоящото изследване е речен кораб задвижван посредством двувалова пропулсивна уредба показана на фиг.5.

Фиг. 5. Разположение на полимерните лагери с водно мазане

Гребните валовете са с диаметър φ 90 mm и са изработени от неръждаема стомана. Полимерните втулки са от еластомер тип Thorplas Blue на фирмата Thordon. Честотата на въртене на валовете е 1100 min-1, a предаваната мощност за всеки е 368 kW. Гребният вал се поддържа от два лагера: дейдвуден лагер и лагер на кронщейна, съответно с дължини 0.215 m и 0.31 m. Гребните винтове са с диаметър φ 766 mm и са разположени в дюза. При първоначален монтаж на полимерните лагери е отчетена хлабина вертикално и хоризонтално 0.7 mm. След година експлоатация в речни условия хлабината нараства значително и в лагера на кронщейна вертикално достига 2.52mm, а в дейдвудния лагер 1.25mm. В хоризонтално направление стойностите са съответно 1.72 mm и 1.2 mm, фиг.6 и фиг. 7.

435

Фиг. 6. Износване в лагера на кронщейна

Фиг. 7. Износване в дейдвудния лагер

Допустимото износване на лагерните втулки е 2.5mm [5], което определя, че е необходима подмяна на двете полимерни лагерни втулки. Получените при експлоатация недопустими стойности на износване са довели до механичен контакт на лопатките на гребния винт в дюзата, а оттам и преждевременно извеждане на кораба от експлоатация, фиг. 8.

Фиг. 8. Провисване и задиране на лопатките на гребния винт в дюзата

436

5. Изграждане на изчислителен модел за оценка натоварването на полимерни лагери с водно мазане

При изграждането на изчислителния модел е отчетено: − хлабина между лагерната втулка и шийката на вала с отчитане на

действителните им размери след монтаж; − монтажна несъостност на втулката на кронщейна и вала фиг. 9; − разпределена маса на вала и сила на тежестта на гребния винт във вода; − хоризонтална напречна сила създадена от ефекта на Магнус при обтичане на

бързовъртящ се цилиндър, в случая откритата част от вала, фиг. 10;

Фиг. 9. Модел по МКЕ за пресмятане на натоварването на лагерните втулки

Огъващият момент в хоризонтална равнина, създаден вследствие на изместването на резултантната сила на упора от оста на въртене на вала се приема за пренебрежимо малък. Причината е наличието на дюза, създаваща условия за равномерен поток в диска на гребния винт.

Фиг. 10. Развитие на хоризонтална Магнусова сила в следствие на обтичането на валовете

6. Резултати и анализ от изследването На фиг. 11 са представени резултати от проведените пресмятания на контактното налягане, което шийката на вала оказва върху повърхността на полимерния лагер. За лагерната втулка на кронщейна се обособяват две контактни зони: близо до кърмовия край на лагера 1.7 MPa и в носовата част 4.2 MPa. За лагерната втулка на дейдвуда се обособява само една зона на контакт в носовия ръб на лагера с налягане от 4.9 MPa.

437

Извършени пресмятания съгласно [1], показват монтажна хлабина от 0.17 mm, която съществено се отличава от изпълнената 0.7mm. Прекалено голяма монтажна радиална хлабина чувствително нарушава хидродинамичните условия за поддържане водния клин. Съгласно литературни източници [3], при валове с хлабина в лагера над 0.7 mm и температура на водата 25°C, хидродинамичната товароносимост на лагера е под 0.14 MPa.

а) втулка на кронщейна б)втулка на дейдвуда

Фиг. 11. Разпределение на контактно налягане

За разглеждания случай липсват условия за изграждане на хидродинамичен воден клин, поради отчетен контакт в крайните сечения и голяма монтажна хлабина, т.е. налице е контактно триене на вала с лагерната втулка, способстващо интензивното ѝ износване. Друг фактор, който ще определя срив на водния клин е създаването на контакт близо до зоната на надлъжния канал на лагерната втулка, фиг. 11а).

Фиг. 12. Износване на шийката на вала

Извършени измервания на шийката на вала в участъка на лагера на кронщейна показват износване от 0.3mm и видими радиални неравности, причинени от абразивни частици, съдържащи се във водата (фиг. 12). 7. Изводи

В резултат на проведените теоретични и експериментални изследвания могат да бъдат направени следните изводи и препоръки:

− при прекалено голяма монтажна радиална хлабина хидродинамичните условия за поддържане водния клин се нарушават – настъпва контактно триене между шийката и вала;

438

− поддържането на хидродинамично водно мазане при относително дълги полимерни лагери (L/D >2 ) силно се влияе от съосното разположение на лагерната втулка и вала. Често първоначалният контакт е в крайните сечения на втулката, което води до нейното бързо износване, а оттам и нарушаване на условията за поддържане на воден клин;

− за отворен тип лагери на кронщейна е необходимо формата на входното сечение на потока към лагера да бъде скосена (конусовидна), с цел да се осигури достатъчно налягане на водния поток на входа на лагера на кронщейна, фиг. 13.

а) действителна форма б) препоръчителна форма

Фиг. 13. Форма на входното сечение на потока за охлаждане и мазане на лагера на кронщейна

− при работа на полимерни лагери в замърсена водна среда (плитки участъци на

канали и реки) се създават условия за бързо износване лагерната втулка на кронщейна поради наличието във водата на абразивни частици (пясък). В тези случаи, ако се използват охлаждащи системи от отворен тип, е необходимо филтриране на охлаждащата вода, както и използване на принудителна циркулация за всички полимерни лагери, фиг. 2б.

Благодарности

Екипът провел научноизследователската работа по изясняване на причините за ускорено износване на полимерни дейдвудни лагери с водно мазане изказва своята благодарност за финансовата подкрепа осигурена по проект “Инфраструктура за устойчиво развитие в областта на морските изследвания, обвързана и с участието на Р. България в Европейската инфраструктура Euro-Argo – (МАСРИ/MASRI)“, http://masri.io-bas.bg/ Литература 1. ThorPlas Bearings – Engineering Manual TP2006.1, Thordon 2. Litwin W., Dymarsky C., Experimental research on water-lubricated marine sterntube bearings in

conditions of improper lubrication and cooling causing rapid bush wear, Tribology International, Vol. 95 (2016), pp. 449-455

3. Litwin W., Influence of main design parameters of ship propeller shaft water-lubricated bearings on their properties, Polish Maritime Research 4(67) 2010 Vol 17; pp. 39-45

4. Magnus Effect – An Overview of Its Past and Future Practical Applications, Naval Sea Systems Command Department of the Navy, Washington DC 20362, Vol.1; 1986

5. РТМ 31.5004-75, Подшипники скольжения гребньiх валов из неметалических материалов, Транспорт, Ленинград, 1976

Bulgarian Society for NDT International Journal “NDT Days” Volume II, Issue 4, Year 2019

ISSN: 2603-4018eISSN: 2603-4646

439

Vibration Diagnostics of Frontal Stator Parts of High Power Electric Generators

Christo PIROVSKY, Diyan DIMITROV, Stefan STEFANOV, Hristo DRAGANCHEV

Technical University – Varna, Bulgaria, e-mail: christo.pirovsky@tu-varna.bg

Abstract. The control of the technical state of the frontal parts of the stators of powerful electric generators by measuring their vibrations is becoming increasingly widespread during their technical exploitation. The main reason is the probability of developing resonance phenomena of stator busbars leading to dynamic loads in the bus material and creating conditions for fatigue development. As a result, it is very likely development of material defects which lead to rupture of stator busbars and severe accidents associated with prolonged repairs. The present study presents a methodology for determining the fatigue boundary of the bus material and evaluating the residual resource of the stator buses. Norms have been developed to assess the technical state of the stator frontal parts by the results of vibration measurements and analysis. Keywords: vibration diagnostics, stator parts, high power electric generator

Вибрационна диагностика на челните части на статорите на електрогенератори с висока мощност

Христо ПИРОВСКИ, Диян ДИМИТРОВ, Стефан СТЕФАНОВ, Христо ДРАГАНЧЕВ

1. Въведение

Предвижда се контролът на вибрационното състояние на челните части на статорите на ново разработени генератори, съгласно изискванията на РД 34.45-51.300-97 [1], да се провежда по време на приемните изпитания на първите от дадена серия електрогенератори. В редица публикации [2, 3] се предлага да се извършва мониторинг на вибрациите и на температурата на елементи на статорите с високо напрежение чрез използване на акселерометри и датчици за измерване на температурата с оптично отвеждане на сигналите.

Причината за повишения интерес към състоянието на челните части на мощните генератори се дължи развиващите се по време на продължителната експлоатация между два основни ремонта на генераторите дефекти/повреди в елементите на статора като:

− нарушаване на целостта на електрическата изолация на шините: разпрашаване на изолацията – фиг.1.а, пукнатини в изолацията – фиг.1.б;

− саморазвиване на болтови съединения – фиг.1.в; − деформация на елементи от конструкцията – фиг.1.г;

водещи до възникването на тежки аварии като скъсване на шини на статора (виж фиг.1.д), изискващи продължително време за ремонт и свързаните с това загуби от непроизведена електроенергия.

По време на модернизацията на генераторите на АЕЦ “Козлодуй“, проведена през 2016 г., на новите статори на генераторите е вградена система за измерване на вибрациите и температурата на шините на генератора. В настоящия момент системата за

440

измерване на вибрациите и температурата на елементите на статора се използва основно като информационна система.

Фиг.1.а. Разпрашаване на изолацията на шините Фиг.1.б. Пукнатини в изолацията

Фиг.1.в. Саморазвиване на болтови съединения Фиг.1.г. Деформации на елементи от конструкцията

Фиг.1.д. Скъсване на шина на статора

2. Система за контрол на вибрационното състояние на елементите на статора

Предмет на настоящото изследване е системата за измерване на вибрационното състояние на елементите на статора на генераторите на АЕЦ “Козлодуй“ и анализ на възможностите за използване на информационната система като диагностична. Системата за измерване на вибрациите включва измерване на вибрациите на следните елементи на статора:

441

− средно сечение на статора в радиално направление по вертикалната и хоризонталната оси;

− притискащ пръстен към турбината; − притискащ пръстен към възбудителя – 7R, 8A, 9R, 10A; − опорен пръстен към възбудителя – 19A,R, 20A,R; − кронщейни на шините – 11A, 12T, 13A, 14Т, 15А, 16Т; − шини нулеви – 27A,T, 28A,T, 29A,T, 30A,T; − шини на генератора – 21А,Т, 22А,Т, 23А,Т, 24А,Т, 25А,Т, 26А,Т. Вибропреобразувателите с номера от 1 до 15 са едноосови акселерометри тип ICP,

а вибропреобразувателите с номера от 16 до 30 са двуосови тип FOA. Допълнителните означения към номерата на преобразователите показват посоката на измерване: R – радиално, А – аксиално, Т – тангенциално.

На фиг. 2 са показани местата на вибропреобразувателите, разположени на челните части на статора от страната на възбудителя.

Производителят на статора въвежда две нормативни значения на размаха на вибрации на конструктивните елементи на статора [4]:

− алармено ниво на размаха на вибрации – 2Sаларма; − аварийно ниво нa размаха на вибрации – 2Sаварийно,

съгласно които се препоръчва при: − 2Smax < 2Sаларма – при това ниво на виброскорост машината може да работи

непрекъснато без ограничения; − 2Sаларма < 2Smax < 2Sаварийно – допустимо техническо състояние. Да се проведе

анализ на вибрационното състояние – машината може да работи до спиране за ПГР. По време на ремонта – реализиране на мерки за намаляване на вибрациите;

− 2Smax > 2Sаварийно – аварийно състояние – да се проведе анализ на вибрационното състояние и се реализират мерки за намаляване на вибрациите, дори намаляване на товара на генератора.

Фиг.2. Разположение на вибропреобразувателите по челните части на статора от страната на възбудителя

442

В таблица 1 са показани граничните стойности на размаха на вибропреместване за конструктивните елементи на статора, на които са монтирани вибропреобразувателите. В същата таблица са показани и съответните стойности на виброскорост (средно квадратично значение) и виброускорение (пикова амплитуда).

Таблица 1

Стойностите на допустимите вибрации на елементите на статора многократно превишават нормите за вибрации на сравнително по-груби по конструкция машини като турбини, тръбопроводи и др., поради което се предлага за целите на вибрационната диагностика на челните части на статора на генераторите да се разработят приемливи от техническа страна норми за оценяване на техническото им състояние. 3. Цели и задачи на изследване Основната цел на настоящото изследване, предвид дейностите по обследване на оборудването на АЕЦ “Козлодуй“ за доказване на възможностите на оборудването за продължаване на срока на експлоатация на блокове 5 и 6 с 30 години, е разработване на норми за оценка на техническото състояние на челните части на статора но генераторите, гарантиращи ресурс на шините на статора – 35 години. За реализиране на поставената цел е необходимо решаването на следните задачи:

− определяне на дълготрайността на шините на статора на умора; − изследване на напрегнатото и деформирано състояние на шините на статора при

кинематично преместване на статора; − анализ на резултатите от измерване на вибрационното състояние на челните

части на статора при нормални условия на експлоатация (НУЕ) и при аварийни условия на експлоатация (АУЕ);

− анализ на резултатите от проведения модален анализ на шините на статора; − разработване на норми за оценка на техническото състояние на челните части на

статора по резултатите от вибрационните измервания.

443

4. Експериментално определяне на границата на умора на шините на генератора

Експерименталното определяне на границата на умора на материала на шините на изследвания статор е извършено чрез резонансен метод на натоварване на изпитваните образци, показани на фиг.3.а. Кинематичното възбуждане на резонансни трептения на изпитвания образец се извършва чрез подходящ избор на дължина на образеца, маса на вибропреобразувателя и честотата на възбудителя на вибрации. Опитната уредба е показана на фиг.3.б.

Фиг.3.а. Опитен образец Фиг.3.б. Монтаж върху вибровъзбудителя

В резултат на проведените изследвания на 14 образци е определена 50% и 95%

граници на умора на материала на шините. Точката на пречупване е определена експериментално 5х107 цикъла на реверсивно натоварване. Границата на умора до 1011 цикъла е определена по резултата от изпитване на един образец и по литературни данни [5,6]. На фиг.4 са показани 50% и 95% граница на умора на материала на шините, която по-долу е използвана за определяне на допустимите напрежения на динамична якост при 1011 цикъла на реверсивно натоварване.

Фиг. 4. Граници на умора на материала на шините

444

5. Числено изследване на напрегнатото и деформирано състояние на шините на статора

Численото изследване на напрегнатото и деформирано състояние на конструкцията на челните части на статора на генератора е извършено по метода на крайните елементи [7] и включва:

− изграждане на крайно елементен модел на челните части на статора на генератора;

− пресмятане на статичното напрегнато и деформирано състояние на челните части на статора при отчитане на следните кинематични товари: аксиално и тангенциално преместване на статора; радиално преместване на статора.

Дискретизацията на конструкцията на крайните части на статора е извършена с

тетраедри с междинни възли с 30 степени на свобода на всеки елемент. Крайноелементният модел на крайните части на статора, дискретизирани с 5 720 483 крайни елемента, е показан в поглед от страна на възбудителя на фиг.5.а. Фрагменти от модела кронщейн – шини е показан на фиг.5.б, връзка между шините заедно с изолационните кутия е показан на фиг.5.в.

Фиг.5.а. МКЕ модел на статора и шините

Фиг.5.б. Фрагмент от връзката кронщейн и шини

Фиг.5.в. Фрагмент от връзката шина и колектор

445

На фиг. 6 е показано разпределението на напреженията по шините на генератора, т.е от модела са свалени крайните елементи, дискретизиращи изолационното им покритие.

Анализът на резултатите от изследване на напрегнатото и деформирано състояние на шините на генератора при определените аварийни стойности на размаха на вибропреместване 450 μm показа, че еквивалентните динамични напрежения на шини 1С2, 2С2, 1С3, 2С3 и С6- (виж фиг.6 а,б) превъзхождат значително допустимите напрежения при циклично натоварване.

Фиг.6.а. Еквивалентни динамични напрежения на шините (горна половина)

Фиг.6.б. Еквивалентни динамични напрежения на шините (долна половина)

6. Анализ на резултатите от измерване на вибрациите на статорите в процеса на експлоатация

Анализът на резултатите от измерване на вибрациите на крайните части на изследваните статори показа:

− При НУЕ нивото на вибрации през периода между два ПГР се променя незначително;

− При АУЕ (аварийно изключване на мощен потребител на електроенергия, пренапрежение или късо съединение в електропреносната мрежа) се наблюдава рязко повишаване на вибрациите на шините в продължение на 1-2 s, като в единични случаи размахът на вибрации достига стойности близки до аварийния размах, показан в таблица 1, след което се възстановява нивото на вибрации, съответстващо на НУЕ.

На фиг.7.а ÷ 7.г са показани измененията на размаха на вибрации на избрани шини на статора при възникване на АУЕ. От представените графики се вижда, че реакцията на възникналата аварийна ситуация на различните шини е с малка продължителност, по време на която се сработват от 10 до 200 цикъла на повишено натоварване. Освен това след сработване на защитите на генератора размахът на вибрации се възстановява на предхождащото аварийното състояние ниво.

446

Фиг. 7.а Събитие 11, Шина нулева 2С3 Фиг. 7.б Събитие 13, Шина С4 лява

Фиг. 7.в Събитие 4, Шина С5 лява Фиг. 7.г Събитие 4, Шина С6 лява

7. Определяне на граничните нива на вибрации на конструктивните елементи на статора

Анализът на резултатите от изследване на напрегнатото и вибрационното състояние на статора на генератора при разгледаните режими на работа показва:

− при НУЕ нивото на вибрации на шините на генератора е значително по ниско от нивото на вибрации при АУЕ;

− динамичните напрежения на шини 1С2, 2С2, 1С3, 2С3 и С6- (виж фиг.2) при размах на вибропремествене 200 μm са равни или по-ниски от допустимите напрежения при циклично натоварване при N = 1011 цикъла, докато при размах на вибропреместването 450 μm двукратно превишават допустимите напрежения;

− продължителността на режимите АЕУ е 1-2 s, т.е. шините по време на повишените нива на вибрации сработват от 100 до 200 цикъла на натоварване;

− от анализираните 16 аварийни режима на работа единствено по време на 3 от тях размахът на вибрации на единични шини е по висок от 200 μm.

За реализиране на основната цел на настоящото изследване, разработване на норми за оценка на техническото състояние на челните части на статора но генератора, гарантиращи ресурс на шините на статора 35 години, се предлага:

− определяне на граничните нива на вибрации на конструктивните елементи на статора при НУЕ на генератора;

− разработване на методика за оценка на ресурса на шините на статора при смущения от електроразпределителната мрежа.

447

7.1. Определяне на граничните нива на вибрации на конструктивните елементи на статора при нормална експлоатация на генератора тип ТВВ-1000-4УЗ

Граничните нива на вибрации на генератор тип ТВВ-1000-4УЗ са определени на базата на анализ на резултатите от работата на системата за виброконтрол през периода 2016 ÷ 2018 г. както следва:

− приемат се оценъчните зони на ISO 10816 -1÷7 [8] за оценяване на техническото състояние ва машините като оценъчни зони на техническото състояние на конструктивните части на статора по резултатите от измерване на вибрациите им както следва: o Зона А: В тази зона обикновено попадат вибрациите на статор на нов

генератор, тип ТВВ-1000-4УЗ, при пускането му в експлоатация; o Зона В: Статор на генератор с вибрации в тази зона нормално се счита за

приемлив за неограничена дългосрочна експлоатация; o Зона С: Стойностите на вибрациите на статор на генератор в тази зона

обикновено се считат за неприемливи за неограничена дългосрочна експлоатация. Експлоатацията на генератора може да продължи до извършването на следващия ПГР при вибрации по-ниски от граничните SC/D. По време на ПГР-а е необходимо да се предприемат мерки за намаляване на вибрациите;

o Зона D: Стойности на вибрациите в тази зона обикновено се считат за достатъчни за възникване повреди на конструктивните елементи на статора. Експлоатацията на генератора може да бъде продължена до следващия ПГР при условие, че вибрациите на конструктивните елементи са по-ниски от 1.25 SC/D. Необходимо е да се предприемат мерки за намаляване на вибрациите на статора, включително и намаляване на товара на генератора;

o Зона Е: При размах на вибрациите по-голям от 1.25 SC/D, генераторът се извежда от експлоатация.

− ширината на оценъчните зони B и C се приема равна на 6 dB, т.е. SB/C ≤ 2.0 х SA/B и SC/D ≤ 2.0 х SB/C.

− ширината на оценъчна зона D се приема равна на 2 dB, т.е. SD/E = 1.25 SC/D; − систематизират се резултатите от измерване на размаха на вибропреместване на

конструктивните елементи на статора по групи при работа на генератора в режим без значителни промени в натоварването и/или без аварийни ситуации в електрическата мрежа;

В таблица 2 са показани граничните нива на вибрации на конструктивните

елементи на статора. При размах на вибропреместване Sp-p < SD/E = 200 μm еквивалентните динамични

напрежения в шините на генератора са по-ниски или равни на допустимите напрежения при циклични натоварвания.

448

Таблица 2

Конструктивен елемент на статора

Означение на датчика за измерване на

вибрации

Гранични стойности на размаха на вибропреместване за оценка на

техническото състояние на статора на генератор ТВВ-1000-4УЗ

SA/B, μm SB/C, μm SC/D, μm SD/E, μm

Пакет на статора ICP 1 R, ICP 2 R 8 16 32 40Притискащи пръстени ICP 3 R ÷ ICP 10 А 8 16 32 40

Кронщейни ICP 11 А ÷ ICP 16 Т 25 50 100 125

Разпъващ и опорен пръстен към възбудителя FOA 19 R ÷ FOA 20 A 25 50 100 125

Шини FOA 21 А ÷ FOA 30 Т 40 80 160 200

7.2. Методика за оценка на ресурса на шините на статора при смущения от електроразпределителната мрежа

В случаите, когато при възникване на смущения от работата на електроразпределителната мрежа вибрациите на конструктивните елементи са по-високи от аварийното гранично ниво SD/E = 1.25 SC/D, динамичните напрежения в шините на статора са по-високи от допустимите [σ] = σ(N) / Kσ x Кн = 18.7 МPа и в шините на статора възникват повреди от умора на материала, които повреди водят до намаляване на ресурса на шините. Методиката за оценяване на текущия остатъчен ресурс на шините се основава на хипотезата за сумиране на повредите от умора на материалите [9]. За всяка шина с размах на вибропреместване по-голям от 200 μm се изчислява коефициентът aj, където j e номерът на съответната шина, по формулата

aj = Σ ni / Ni, където: ni – е броят цикли на натоварване при i – тия режим на смущения в работата на електропреносната мрежа; Ni – брой цикли, определени по фиг.8, в резултат на изпитването на умора на материала на шините с отчитане на коефициента на концентрация на напреженията и нормативния коефициент на сигурност при променливи напрежения (най-ниската характеристика на фиг.8).

Фиг. 8. Граници на умора на материала на шините

449

При достигане на стойности на ai, близки до единица, ресурсът на шината се е изчерпал и е необходимо да се извърши радиографичен контрол на зоната с максимални еквивалентни напрежения, за проверка наличието на нецялостности. 8. Основни резултати и изводи

В резултат на проведените теоретични и експериментални изследвания е постигнато следното:

− Определена е границата на умора на материала на шините на статора на генератор ТВВ-1000-4УЗ;

− Направен е анализ на вибрационното състояние на конструктивните елементи на статора на генератор ТВВ-1000-4УЗ при следните режими не работа: o експлоатация на генератора без аварийни ситуации в електропреносната

мрежа; o експлоатация на генератора при наличие на аварийни ситуации в

електропреносната мрежа; − разработени са коригирани норми на вибрации на конструктивните елементи на

статора на генератор ТТВ-1000-4УЗ при експлоатация на генератора без аварийни ситуации в електропреносната мрежа, осигуряващи оценка на техническото им състояние по резултатите от измерване на размаха на вибропреместване в 5 зони;

− разработена е методика за контрол на остатъчния ресурс на шините на статора при експлоатация на генератора при наличие на аварийни ситуации в електропреносната мрежа.

Литература 1. РД 34.45-51.300-97, Объем и нормы эксплоатаций электрооборудования, Шестое издание, (с

изменениями и дополнениями по состоянию на 01.03.2001), Департмент науки и техники РАО ЕЭС-Россия

2. Daniel Chen, David Wone VIBROSYSTM INC., Remi Trenblay Hidro-Quebec, New On-Line Technоlоgy to Monitor Slip Ring and Brushgear Temperature, Asia 2008 Danang Vietnam

3. On-line Vibration and Temperature Direct Measurementon high Voltage Devices Using Fiber Optic Sesor Technoligy, Conference proceedings of CMD 2010.

4. Программа контроля вибрационного состояния статора турбогенератора ТВВ-1000-4УЗ во время эксплоатации, Электросила, 2016 г.

5. Williams, C. R., Lee, Y., and Rilly, J. T., A practical method for statistical analysis of strain-life fatigue data, International Journal of Fatigue, Vol. 25/5, 2003, pp. 427–436.

6. Ngoc-Lam Phung, Véronique Favier, Nicolas Ranc, Fréderic Vales, Haël MurghrabiVery high cycle fatigue of copper: Evolution, morphology and locations of surface slip markings. International Journal of Fatigue, Elsevier, 2014, 63, pp.68-77.

7. COSMOS-M, Structural Research and Analysis Corp., Santa Monica, USA. 8. БДС / ISO 10816 -1, Механични вибрации – Оценка на вибрациите на машини чрез измерване

на невъртящи се части –Част 1: Общи указания. 9. В. П. Когаев, Расчеты па прочность при напряжениях, переменных во времени,

Машиностроение, М., 1977

Bulgarian Society for NDT International Journal “NDT Days” Volume II, Issue 4, Year 2019

ISSN: 2603-4018eISSN: 2603-4646

450

Validated Technical Solutions for Non Destructive Inspection of Welded Gas Pipelines

Aleksandar SKORDEV

SKORDEV LTD; Sofia, Bulgaria

e-mail: alskordev@yahoo.com, allllskordev@gmail.com Abstract NDI for discontinuities in welded joints is an integral part of the process for the construction of the gas pipelines. They are presented and analysed EN 12732 and ISO 13847, which validate technical solutions for NDI. Keywords: non-destructive testing, inspection, gas pipelines, weld, discontinuity, norms, technical solution, requirements, validate.

Валидирани технически решения за контрол без разрушаване на заварените газопроводи

Александър СКОРДЕВ

1. Въведение

Контролът без разрушаване на заварените съединения в газопроводи е актуална задача в практиката. Магистралните газопроводи са отговорни съоръжения, съдържащи метални тръби, свързани най-често с челни заварени съединения. Създаването на магистрални тръбопроводи включва монтиране на тръбите и заваряването им при различни, понякога изключително неблагоприятни условия. Отличителна особеност е голямата производителност при изграждането на тръбопроводите.

Контролът без разрушаване за несъвършенства в заварените съединения традиционно е неразделна част от процесите за изграждане на магистралните газопроводи. Опитът, натрупан при други условия, за дефектоскопия при изграждане на газопроводния пръстен на България, остана в спомените на ветераните. 2. Цели

Целите на настоящата работа са: − Да се представят валидираните с международни стандарти технически решения

на контрола без разрушаване на нецялостности в заварени съединения в магистрални газопроводи.

− Да се оценят техническите изисквания за извършване на контрол без разрушаване на заварените съединения в магистрални газопроводи съгласно известните международни спецификации и действащи стандарти.

− Да се запълни празнината в подготовката на специалистите и изпълнителите от персонала за контрол без разрушаване на магистрални тръбопроводи.

− Да се създадат условия националната система за контрол без разрушаване и фирмите да се подготвят и изпълнят на съвременно ниво контрола без

451

разрушаване на проектите за изграждане на газопроводи, които се планират и предвиждат на различно ниво и с основни изпълнители от различни страни на света.

3. Национални правила и стандарти

Нормативният документ на най-високо ниво е Наредба № 6 от 25 ноември 2004 г. за технически правила и нормативи за проектиране, изграждане и ползване на обектите и съоръженията за пренос, съхранение, разпределение и доставка на природен газ (последно изменение 2014 г.)

Съгласно изискванията на чл.3 и чл.5 материалите и заваръчните работи трябва да съответстват на техническите спецификации, предвидени в проекта и на действащите в Република България нормативни актове за оценяване на съответствието на продуктите и уредите за природен газ.

Продуктите, предназначени за влагане в обектите и съоръженията, трябва да имат оценено съответствие със съществените изисквания, определени в наредбите по чл. 7 от Закона за техническите изисквания към продуктите (ЗТИП), или да се придружават от документи (сертификати и удостоверения за качество, протоколи от изпитвания и резултати от контрола на заваръчните работи и др.), удостоверяващи съответствието им, когато няма издадени наредби по реда на чл. 7 ЗТИП.

Оценка: В сравнение с Наредбите и продуктовите стандарти за съоръженията под налягане горните изисквания се отличават с липсата на конкретност и единственото определящо изискване e съответствието с конкретния проект. Това означава известна неопределеност при подготовката за контрол без разрушаване на заварените съединения на газопроводите и извършването му. 4. Съдържание и изисквания на БДС EN 12732 Газова инфраструкту-ра. Заваряване на стоманени тръбопроводи. Функционални изисква-ния [1]

Изисквания за изработването и изпитването на заварени съединения за инсталации и модификации на стоманени тръбопроводи на сушата и тръбопроводни мрежи, използвани в газовата инфраструктура, включително тръбопроводи в експлоатация, за всички обхвати на налягането за пренос на обработен, нетоксичен и некорозионен природен газ и за пренос на неконвенционални газове, като инжектиран биометан, където:

− тръбопроводните елементи са изработени от нелегирана или ниско легирана въглеродна стомана;

− тръбопроводът не е разположен в търговски или промишлени помещения като неразделна част от промишлените процеси в тези помещения, освен за тези тръбопроводи и съоръжения, които захранват такива помещения;

− тръбопроводната мрежа не е разположена в битови сгради; − проектната температура на системата е между -40°С и 120°С включително. Стоманените тръбопроводи и тръбни мрежи на сушата, използвани в газовата

инфраструктура, включват тръбопроводите в експлоатация, за всички обхвати на налягането за пренос на обработен, нетоксичен и некорозионен природен газ съгласно EN ISO 13686 [2] и за пренос на неконвенционални газове, отговарящи на изискванията на EN ISO 13686, и за които е изпълнена подробната техническа оценка на функционалните изисквания (като за инжектирания биометан), осигурявайки да няма

452

други съставни части или свойства на газовете, които да повлияят на цялостността на газопровода.

Основните изисквания са дадени в Табл.1. Други общи изисквания са: − Организацията за изпитване без разрушаване трябва най-малко да е

сертифицирана съгласно БДС EN ISO/IEC 17020[3] или БДС EN ISO/IEC 17025[4].

− Персоналът трябва да е сертифициран съгласно БДС EN ISO 9712[5]. − Ако не е съгласувано друго, пресичането на челни заварени съединения трябва

да се избягва.

Таблица 1. Разпределение на изискванията за качеството по категории

Категория изискване

за качество

Област на действие, приложима към

B Обхват на налягането и основен материал

≤ 5 bar Група 1.1, 1.2 и 1.4 в съответствие с СEN ISO/TR 15608 Rt 0.5 ≤ 360 N/mm2 Примери на използване: Основни и обслужващи тръби в системи за разпределение на газ, тръбопроводна мрежа в станции

C Обхват на налягането и основен материал

> 5 bar ≤ 16 bar Група 1.1, 1.2 и 1.4 в съответствие с СEN ISO/TR 15608 R t 0.5 ≤ 360 N/mm2 Примери на използване: Тръбопроводи, включително тръбопроводна мрежа в станции и разпределителни системи за газ

D Обхват на налягането или основен материал

> 16 barsa Група 1, 2 и 3 в съответствие с CEN ISO/TR 15608 Примери на използване: Тръбопроводи, включително тръбопроводна мрежа в станции и системи за пренос на газ

Легенда: Rt 0.5 е определената минимална граница на провлачване в съответствие с EN ISO 3183. ЗАБЕЛЕЖКА 1: Категория "А" за тръбни мрежи до и включително 100 mbar, която е спомената в предишната версия на EN 12732:2000, бе включена в обхват на налягането "Категория В" и е премахната от тази таблица. ЗАБЕЛЕЖКА 2: Газова инфраструктура с МОР до и включително 16 bar е предназначена главно за разпределение на газ. а тръбопроводи с напрежения в стената, перпендикулярни на меридиалното сечение при проектно налягане до 30

% от определената минимална граница на провлачане (Rt 0,5), и работещи при налягане до 24 bar, могат да бъдат определени от оператора на тръбопровода към категорията С на изискване за качеството.

След завършване на завареното съединение трябва да се отстранят пръските,

получени по време на заваряването. Повърхнината на завареното съединение трябва да се изчисти от шлаката.

На всяко заварено съединение, което изисква ремонт, дефектната зона трябва ясно да се маркира. Маркировката не трябва да се отстранява докато не се отстрани дефектът и ремонтираното съединение не се подложи на контрол.

Заварени съединения с пукнатини трябва изцяло да се изрежат. Ремонтираните съединения трябва да се подложат отново на изпитване без

разрушаване, като се използват подходящи методи. Ако при изпитването без разрушаване на ремонтираното съединение се открие, че в ремонтираната зона все още има неприемливи индикации, завареното съединение трябва да се изреже и да се завари отново, освен ако няма друго договорено с оператора на тръбопровода.

453

Качеството на завареното съединение трябва да се осигури чрез контролиране на заварените съединения като се използва изпитване с разрушаване и/или изпитване без разрушаване. Резултатите от тези изпитвания трябва да се документират.

В Табл.2 са специфицирани методите за контрол без разрушаване и обемите за изпитване.

Операторът на тръбопровода трябва да избере кои заваръчни шевове да бъдат изпитани.

Когато извършеното изпитване без разрушаване е по-малко от 100 % и качеството на завареното съединение не отговаря на изискванията, трябва да се проверят още заваръчни шевове, за да се определи обхватът на проблема. Трябва да се отстрани причината за грешката. За всеки отхвърлен заваръчен шев трябва да се контролират допълнително още два заваръчни шева, освен ако не е договорено друго.

Таблица 2 Методи и обеми за контрол без разрушаване

Категория изискване за

качество съгласно

Таблица 1

Тип/позиция на завареното съединение

Визуален контрол от

супервайзор по заваряване

Радиография или ехо-

импулсно УЗ или УЗ TOFD

Контрол за повърхностни

пукнатини

B

Кръгови заваръчни шевове b b -- Отклонения, щуцери и ъглови заваръчни шевове b -- b

Надлъжни шевове 100% 10% -- Открити разстояния между опорите на тръбите; тръбопроводи върху мостове, секции от тръбопроводи пресичащи жп линии, главни пътища и автомагистрали, плавателни водни пътища или полоси/писти за излитане и кацане

100% c --

C

Кръгови заваръчни шевове 20% 10% -- Отклонения, щуцери и ъглови заваръчни шевове 100% -- 10%

Надлъжни шевове 100% 100% -- Заварени съединения, не включени в изпитването за налягане 100% 100% --

Открити разстояния между опорите на тръбите; тръбопроводи върху мостове, секции от тръбопроводи пресичащи жп линии, главни пътища и автомагистрали, плавателни водни пътища или полоси/писти за излитане и кацане

100% 100% --

D

Кръгови заваръчни шевове 100% 100% -- Отклонения, щуцери и ъглови заваръчни шевове 100% 20%

Надлъжни шевове 100% 100% -- Заварени съединения, не включени в изпитването за налягане 100% 100% --

Ако тръбопроводи/съоръжения са положени или монтирани в изградени участъци

100% 100% --

Открити разстояния между опорите на тръбите; тръбопроводи върху мостове, секции от тръбопроводи пресичащи жп линии, главни пътища и автомагистрали, плавателни водни пътища или полоси/писти за излитане и кацане

100% 100% --

454

В структурната схема, дадена на Фиг.1 са специфицирани приложимите стандарти

от системата за контрол без разрушаване.

Фиг.1.Приложими стандарти за контрол без разрушаване на системите за газопроводи

От специфичните изисквания трябва да бъдат отбелязани следните: − Методът или комбинацията от методи за визуално и друг вид изпитване без

разрушаване на заваръчни шевове трябва да бъдат определени от оператора на тръбопровода.

− Преди започване на заваряването, процедурите за изпитване без разрушаване трябва да бъдат представени на оператора на тръбопровода за одобрение.

− Методите за контрол може да бъдат заменяни с други методи със съгласието на оператора на тръбопровода.

− Процедурата по изпитване без разрушаване трябва да се одобри от експерт по NDT ниво III съгласно EN ISO 9712 за съответната технология на контрол.

− Визуалният контрол на заварените съединения трябва да се извършва съгласно БДС EN ISO 17637 [6].

− Радиографичният контрол се извършва съгласно БДС EN ISO 17636-1 [7] и БДС EN ISO 17636-2 [8]. Ако не е съгласувано друго с оператора на тръбопровода, класовете за качеството на изображението дадени в БДС EN ISO 17636-1 и БДС EN ISO 17636-2 трябва да са клас А за категории В и С и клас В за категория D.

− Ултразвуковият контрол с ехо-импулсната технология трябва да се извършва съгласно БДС EN ISO 17640 [9]. Указания за дебелини на стената на тръбата от 6mm до 8mm са дадени в приложение F.

− Ултразвуков контрол по технологията TOFD съгласно БДС EN ISO 10863 [10] може да се използва за откриване и оразмеряване на несъвършенства в шева и в зоната до шева.

− Капилярният контрол трябва да се извършва съгласно БДС EN ISO 3452-1 [11].

455

− Магнитно-праховият контрол трябва да се извършва съгласно БДС EN ISO 17638 [12].

Валидирани са и следните други изисквания: Време за контрол: Цялото изпитване без разрушаване трябва да се извърши преди

изпитването под налягане, с изключение на последните заварени съединения за свързване на секциите, които не се подлагат на изпитване под налягане ("златен заваръчен шев").

Критерии за приемане: Операторът на тръбопровода трябва да определи критериите за приемане.

Критериите за приемане, дадени в таблица Табл.3 за данните от радиографичния контрол (Забележка: директно се прилага ISO 5817 с допълнения – подход, изоставен в ЕN за нивата за приемане при RT) и в Табл. 4 за данните от ултразвуковия контрол са базирани върху критериите за качеството на работата.

Таблица 3 Критерии за приемане съгласно БДС ЕN ISO 5817[13]

Категория изискване

за качество съгласно

Таблица 1

Тип/позиция на завареното съединение Оценка на категорията според БДС EN ISO 5817

B

Кръгови заваръчни шевовеКатегория за оценяване D с изключение на: Cерийни номера 1.2; 1.3; 2.4; 2.6; 2.9 = C Cериен номер 1.7 h≤0,1xT, но не повече от 1,5mm и дължина 50mm

Отклонения, щуцери и ъглови заваръчни шевовеНадлъжни шевове Открити разстояния между опорите на тръбите; тръбопроводи върху мостове, секции от тръбопроводи пресичащи жп линии, главни пътища и автомагистрали, плавателни водни пътища или полоси/писти за излитане и кацане

C

Кръгови заваръчни шевове Категория за оценяване С с изключение на: Серийни номера: 1.9, 1.10, 1.21, 1.20 = D Сериен номер: 1.7 h≤ 0,1 х Т, но не повече от 1,5 mm и дължина 50 mm

Отклонения, щуцери и ъглови заваръчни шевовеНадлъжни шевове Заварени съединения, не включени в изпитването за налягане Открити разстояния между опорите на тръбите; тръбопроводи върху мостове, секции от тръбопроводи пресичащи жп линии, главни пътища и автомагистрали, плавателни водни пътища или полоси/писти за излитане и кацане

Същите изисквания както дадените в изискванията за категория на качество D

D

Кръгови заваръчни шевове Категория за оценяване В с изключение на: Серийни номера: 2.3; 2.13; 1.9 = С Сериен номер: 1.8; 1.17a = С Серийни номера: 1.22; 1.23 не са разрешени Сериен номер: 1.7 h ≤ 0,1 х Т, но не повече от 1,5 mm и дължина 50 mm За кратерни всмукнатини (EN ISO 6520-1; справочен номер 2024) Някои несъвършенства са приемливи като сериен номер 2.6 = В

Отклонения, щуцери и ъглови заваръчни шевовеНадлъжни шевове Заварени съединения, не включени в изпитването за налягане Ако тръбопроводи/съоръжения са положени или монтирани в изградени участъци

Открити разстояния между опорите на тръбите; тръбопроводи върху мостове, секции от тръбопроводи пресичащи жп линии, главни пътища и автомагистрали, плавателни водни пътища или полоси/писти за излитане и кацане

456

Сериен номер 1.11 Дълги дефекти = В Къси дефекти = С Сериен номер 3.1 (Табл. G.2) Сериен номер 4.1b

a Вътрешна вдлъбнатина с всякаква дължина е приемлива при условие, че оптичната плътност на радиографичното изображение на вътрешната вдлъбнатина не надвишава оптичната плътността на най-тънкия прилежащ основен метал. Ако тя e по-голяма, дължината е ограничена до 10 mm на всеки 300 mm непрекъснат заваръчен шев или цялата дължина на шева, което е по-малко. Сериен номер 1.17 включва прогаряне

b Общата дължина на всички несъвършенства на всеки 300 mm непрекъснат заваръчен шев не трябва да надвишава 50 mm.

Операторът на тръбопровода може да използва Указанията на Европейската група

за изследвания на тръбопроводите EPRG В тези указания EPRG определя границите на нецялостностите за кръговите заваръчни шевове на тръбопроводите, които се базират на изчисления за годност за употреба и на обхватни изпитвания на планки. Указанията дават на операторите на тръбопроводи еднакви нива на приемане и граници на нецялостностите.

Указанията на EPRG за оценяване на нецялостностите в кръгови заваръчни шевове на преносните тръбопроводи са базирани на преглед на литературата, разширени програми за изпитване, публикувани експериментални данни и приети методологии за годно за употреба. Указанията са структурирани в три редици и определят нивата на приемане на нецялостности в редица 1 („добра работа“) и граници на дефектите в редици 2 и 3 („годни за употреба“). Прилагането на текущите стандарти за заваряване може да доведе до доста различни граници на дефектите. Но указанията на EPRG осигуряват уеднаквяване на нивата на приемане и границите на нецялостностите, с разбираемо техническо обосноваване.

Описанието на Указанията на EPRG не е обект на настоящата публикация. Критериите за приемане при ултразвуков контрол, изпитванията при който са

съгласно второ ниво на изпитване, специфицирано в БДС EN 17640, са дадени в Табл.4 и Табл.5.

Таблица 4. Критерии при използване на ДАК начина за оценяване [1]

Дебелина на стената (T)

[mm]

Диаметър на плоскодънен отражателя за настройка на

нивото на приемане [mm]

Ниво на регистриране на (амплитудата на ехото с минус dB)

Условна дължина на индикациите за регистриране

[mm] 6 < T ≤ 10 1,0 6 10

10 < T ≤ 15 1,0 6 10 15 < T ≤ 20 1,5 6 10 20 < T ≤ 40 2,0 6 10

T > 40 3,0 6 10

457

Таблица 5. Критерии при използване начина с гранично ниво (настроено по страничен цилиндричен отражател (СЦО) с ᴓ3mm и увеличение на усилването с 6dB) [1]

Дебелина на стената (T)a

[mm]

Брой на индикациите за един метър шев

Максимално допустими условни дължини на индикацииb

[mm]

Ниво на ехото над нивото на приемане

[dB]

~ 6 < T ≤ 10 5 и 2

10 20

≤ 6 ≤ 6

10 < T ≤ 20 10 и 3 и 1

10 20 10

≤ 6 ≤ 6

≤ 12c

20 < T ≤ 40 10 и 4 и 1

10 25 10

≤ 6 ≤ 6

≤ 12c

T > 40 10 и 4 и 1

10 30 10

≤ 6 ≤ 6

≤ 12c a Ако дебелините са различни, решаваща е най-малката дебелина на стена. b За потвърдени обемни дефекти (не в близост до повърхността), дължините на дефектите, надвишаващи нивата на приемане с до 6 dB могат да бъдат разрешени до 1,5 пъти от допустимата дължина. Потвърждението може да има форма на радиографична оценка. c Приемането на единични, големи дефекти трябва да е потвърдено на базата на случайна извадка, например чрез радиографична оценка.

Тъй като приложението на БДС EN ISO 17640 се отнася да дебелини на заварени

съединения над 10mm, в стандарта БДС EN 12732 допълнена документирана процедура за ултразвуково изпитване на заварени съединения с дебелина от 6 до 8mm. 5. Основни положения на документираната процедура за ръчен ултразвуков контрол на челни заварени съединения в газопроводи.

Схемата на прозвучаване е дадена на Фиг.2

Фиг.2. Схема на прозвучаване с миниатюрни ъглови осезатели 70˚ 4MHz

Настройка на нивото на приемане (80% от височината на екрана) – по правоъгълен канал в сравнителен образец или по страничен цилиндричен отражател с Ø2 mm, който е еквивалентен на плоскодънен отражател с Ø1mm, ако се добави усилване 8dB.

458

6. Други документирани процедури 6.1.Процедура за технологията TOFT

С тази процедура се валидира приложението на технологията TOFT за категория на качеството на обекта С и се дава възможност да се използва като алтернатива на радиографията и ултразвуковата ехо-технология..

Главното внимание е отделено за разпознаване дали индикацията се отнася за нецялостност, излизаща на повърхнината на завареното съединение или не (Фиг.3).

Фиг.3 Разпознаване на разположението на индикацията: вляво – 1: не излиза на външната повърхнина; вдясно -1: излиза на външната повърхнина

Конкретизира изисквания от EN ISO 10863:2011 (Стандартът е за технологията

TOFT). Дава примери за разчитане на индикациите и норми за оразмеряване. Предвижда изпълнение на автоматизиран контрол със специфични норми за

приемане: Индикациите трябва да се изследват за определяне на формата, степента и типа на

отражение и трябва да са валидни следните критерии: − Всички пукнатини са недопустими, независимо от размера им или

разположението в шева. − Индикации (различни от пукнатините), интерпретирани като отворени към

повърхността повърхностни са недопустими ако са над 25 mm в заваръчен шев с обща непрекъсната дължина 300 mm или са 8 % от дължината на шева.

− Индикации, интерпретирани като скрити (хванати) вътрешни в шева са недопустими, ако те са с над 50 mm обща дължина в заваръчен шев с обща непрекъсната дължина 300 mm или са 15 % от дължината на шева.

6.2. Процедура за откриване на разслоения

Специфицира се използването на бинарни осезатели или на съвместен нормален осезател със зона, използвана за изпитване, намираща в далечната зона на полето на преобразувателя;

Трябва да се постигне способност за регистриране на плоскодънни отвори с ᴓ2 mm и дълбочина 40 % от дебелината на стената от съответната задна (срещуположна) стена.

Не се допуска използване на ултразвукови дебеломери.

459

7. Изводи за валидираното техническо решение

БДС EN 12732 валидира достатъчно пълно и прецизно провеждането на контрола без разрушаване на газопроводи със стоманени заварени съединения. Съдържанието и изискванията към контрола без разрушаване е на нивото на останалите продуктови стандарти. Главното е комплексното използване на няколко метода за контрол без разрушаване от класическата номенклатура съгласно стандартните изисквания с специфични за обекта допълнения. В сравнение с другите продуктови стандарти дава по-големи права на оператора на газопровода. Стандартът предвижда използване на автоматизиран ултразвуков контрол с използване на технологията ТОFT. 8. Съдържание и особености на ISO 13847 Petroleum and natural gas industries- Pipeline transportation systems- Welding of pipelines [14]

Стандартът по съдържание и идеология за приложение на контрола без разрушаване съвпада със съдържанието и идеологията на БДС EN 12732. Впечатление предизвикват по-конкретните и подробни изисквания за критериите за приемане с класическите методи за контрол.

По отношение на специфицираните изисквания към методите и апаратурата контрол без разрушаване трябва да се отбележи позоваването на изискванията от ASME CODE Sec.V.

По отношение на ултразвуковия контрол трябва да бъдат отбелязани изискванията за автоматизиран контрол и използването освен на TOFT технологията и на технологията с управляеми мозаечни преобразователи (известни още като фазиращи решетки).

По отношение на радиографичния контрол трябва да се посочат кокретните изисквания към процедурата и изискването, че изпитването трябва да се извършва с рентгеново лъчение, а използването на гама лъчение се извършва само след съгласуване между страните. Специфично е изискването за правенето поне на 2 радиограми при подготовката за изпитване.

Приложението за конкретизирано приложение на TOFT технологията напълно съвпадат.

8.1. Приложение E. Заваряване в Европейски офшорни газопроводи за природен газ

Приложението се прилага само ако е специфицирано от компанията производител. Изискваните обеми на контрола напълно съвпадат с изискванията на БДС EN 12732. Методите и стандартните изисквания за тях са съгласно Табл. 6. Съгласно Приложение F изискванията от Приложение Е се отнасят и за газовите разпределителни системи в Европа.

Таблица 6. Методи и стандарти, прилагани при заваряване в Европейски офшорни газопроводи за природен газ

Метод за изпитване Стандарт и ниво на изпитване Визуален ISO 5817 или ISO 17637

Магнитно-прахов ISO 17638 Капилярен ISO 3452-1

Радиографичен ISO 17636-1:2013 подобрена B Ръчен ултразвуков ISO 17640 ниво B

Ултразвуков за разслоения ISO 10893-8 Време-дифракционен (TOFD) ISO 10863 level C

460

8.2. Приложение G (нормативно). Автоматизиран ултразвуков контрол на напречни заварени съединения

За контрол на заварени съединения с дебелина над 8mm e специфицирано използване на автоматизираното съоръжение с импулсната ехо технология (с ъглов осезател с фиксиран ъгъл или с управляема мозаечна структура) и с TOFT технология.

Критериите за приемане са съгласно ЕСА (Критичен инженеринг на приемането). Специфицирано е извършване на квалификация на автоматизираното съоръжение. За прилагане на критериите съгласно ЕСА се изисква оразмеряване на индикациите

в вероятна грешка не по-голяма от 5%. Критериите за приемане се основават на контролно ниво, получено от Ø3mm

плоскодънен отражател или от 1mm дълбок повърхностен канал и включват изисквания за следните видове нецялостности: пукнатини, линейни повърхностни несъвършенства (LS), линейни вътрешни несъвършенства (LB), напречни несъвършенства (T) и групирани несъвършенства (AP). 9. Изводи за валидираното техническо решение

ISO 13847 Petroleum and natural gas industries- Pipeline transportation systems- Welding of pipelines валидира достатъчно пълно и прецизно провеждането на контрола без разрушаване на магистрални и разпределителни газопроводи със стоманени заварени съединения.

Съдържанието и изискванията към контрола без разрушаване е на нивото на останалите продуктови стандарти. Главното е комплексното използване на няколко метода за контрол без разрушаване от класическата номенклатура съгласно стандартните изисквания с специфични за обекта допълнения.

Стандартът се позовава на изискванията на ASME CODE Sec.V и на свързания с него стандарт ASTM. Радиографичният контрол е специфициран съгласно съвременните изисквания. Има специфицирани изисквания за контрол без разрушаване на газопроводи в Европа. Специфициран е достатъчно пълно и подробно автоматизиран ултразвуков контрол на напречните заварени съединения 10. Заключение

Техническите решения на контрола без разрушаване на заварените съединения в стоманени газопроводи и техните съоръжения са валидирани с два международни стандарта БДС EN 12732 и ISO 13847.

По отношение на нивата на приемане с радиографията в БДС EN 12732 има методическа грешка с използването на критериите съгласно БДС EN ISO 9712.

Съгласно изискванията на Наредба № 6 и двете валидирани схеми са приложими в България. Решението за прилагането зависи от изпълнителя на съоръжението и от неговия проект. Българските специалисти вероятно са по-подготвени да прилагат БДС EN 12732, който се превежда на български език.

461

Литература 1. БДС EN 12732 Газова инфраструктура. Заваряване на стоманени тръбопроводи.

Функционални изисквания 2. БДС EN ISO 13686-2013 Природен газ. Определяне на качеството (ISO 13686:2013) 3. БДС EN ISO/IEC 17020-2012 Оценяване на съответствието. Изисквания за дейността на

различни видове органи, извършващи контрол (ISO/IEC 17020:2012) 4. БДС EN ISO/IEC 17025-2018 Общи изисквания за компетентността на лаборатории за

изпитване и калибриране (ISO/IEC 17025:2017) 5. БДС EN ISO 9712-2012 Изпитване (контрол) без разрушаване. Квалификация и сертификация

на персонала по изпитване без разрушаване (ISO 9712:2012) 6. БДС EN ISO 17637-2011 Изпитване без разрушаване на заварени съединения. Визуално

изпитване на заварени чрез стопяване съединения (ISO 17637:2003) 7. БДС EN ISO 17636-1-2013 Изпитване без разрушаване на заварени съединения.

Радиографично изпитване. Част 1: Технологии за изпитване посредством рентгеново и гама лъчение с използване на индустриални радиографични филми (ISO 17636-1:2013)

8. БДС EN ISO 17636-2-2013 Изпитване без разрушаване на заварени съединения. Радиографично изпитване. Част 2: Технологии за изпитване посредством рентгеново и гама лъчение с използване на цифрови индикатори (ISO 17636-2:2013)

9. БДС EN ISO 17640-2019 Изпитване без разрушаване на заварени съединения. Ултразвуково изпитване. Технологии, нива на изпитване и оценяване (ISO 17640:2018)

10. БДС EN ISO 10863-2011 Изпитване без разрушаване на заварени съединения. Ултразвуково изпитване. Използване на време-дифракционна технология (TOFD) (ISO/DIS 10863:2018)

11. БДС EN ISO 3452-1-2013 Изпитване (контрол) без разрушаване. Изпитване с проникващи течности. Част 1: Общи принципи (ISO 3452-1:2013, коригирана версия 2014-05-01)

12. БДС EN ISO 17638-2017 Изпитване без разрушаване на заварени съединения. Магнитно-прахово изпитване (ISO 17638:2016)

13. БДС ЕN ISO 5817:2014 Заваряване. Заваряване чрез стопяване на съединения от стомана, никел, титан и техните сплави (с изключение на лъчево заваряване). Нива на качество според несъвършенствата (ISO 5817:2014)

14. ISO 13847 Petroleum and natural gas industries- Pipeline transportation systems- Welding of pipelines

15. ASME Code Boiler and Pressure Vessel Code. Sec. V. Nondestructive Examination.

Bulgarian Society for NDT International Journal “NDT Days” Volume II, Issue 4, Year 2019

ISSN: 2603-4018eISSN: 2603-4646

462

Metrological Provision of MULTITEST CD010 Device for Measuring the Velocity and Attenuation of Ultrasound in Materials

Vlado КАМЕNOV1, Yordan МIRCHEV2

1 Тechnical University – Sofia, Bulgaria

2 Institute of Mechanics at the Bulgarian Academy of Sciences, email: mirchev@imbm.bas.bg Abstract A description of a modular unit MULTITEST CD010, which operates by the method of simultaneous measurement of two information parameters – velocity and attenuation of ultrasound, which provide information from the volumetric ultrasound waves passing through the entire section of the controllable material is presented. The appliance is part of an automated system for complex non-destructive testing – MULTITEST, designed to evaluate the structure and physico-mechanical properties of the material without the destruction. This requires precise metrological measurements with comparative and reference samples. Displayed and analyzed are comparative and reference samples to be used in conducting ultrasonic non-destructive testing. Comparative samples were used to determine velocity and ultrasonic damping in cast iron castings and steel. Keywords: complex non-destructive testing

Метрологично осигуряване на уред MULTITEST CD010 за измерване на скорост и затихване на ултразвука в материалите

Владо КАМЕНОВ, Йордан МИРЧЕВ

1. Увод

Съществува метод за автоматично измерване на скорост и коефициента на затихване на ултразвукови вълни в твърди материали, при който едновременно се определя действителната дебелина на контролируемия материал и изминатия път на ултразвука в него. Двете стойности се обработват и скоростта или коефициента на затихване на ултразвука в материала се показва на цифров индикатор[1,2]. 2. Цел на работата

За реализация на метода е разработен ултразвуков съвременен уред, който чрез специални изпитвателни клещи измерва скоростта на ултразвука – C, m/s и коефициента на затихване δ, db/mm на обемни надлъжни ултразвукови вълни в контролируемия материал. Уредът може да се използва и като модул към автоматизирана система за комплексен безразрушителен контрол на структурата и механичните свойства на материалите “MULTITEST” [3,4]. Целта на настоящата работа е да се направи и апробира метрологичното осигуряване на уреда. Да се представи кратко описание на уреда и се апробира за автоматично измерване на скоростта на разпространение и коефициента на затихване на обемни надлъжни ултразвукови вълни в материалите.

463

3. Описание на уреда

MULTITEST CD010 е универсален модулен ултразвуков уред (комплект от модулен ултразвуков дебеломер с А и В сканиране и базов модул за измерване на скорост и затихване на ултразвука) за едностранно измерване на дебелината и корозията на стените на метални и неметални съоръжения (котли, резервоари, съдове под налягане, обшивки и други изделия от черни и цветни метали, с гладки или грапави и корозирали повърхности, както и изделия от пластмаси и други материали с голямо затихване на ултразвука). Така също измерва автоматично скоростта и коефициента на затихване на ултразвука в материалите, чрез използване на различни режими, приспособления и софтуер с отворен код за измерване, визуализация и оценка на резултатите. 3.1. Особености

Модулният уред има следните опции: − A-Scan дисплей за измерване на корозия и други дефекти; − B-Scan дисплей за изглед на сечението на измерената дебелина по дължината на

материала; − Измерване чрез първо ехо (Pulse-Echo) или ехо-ехо (Echo – Echo); − Горна и долна граници на отклонение със звукови / визуални аларми; − Режим за бързо сканиране; − Вътрешната памет съхранява по 3 000 отчитания A-Scan или B-Scan; − Възможност за показване и оценка на А-Scan и В-Scan на монитор чрез

графичната програма LabVIEW; − Единична калибровка от вграден еталон или скоростта се избира от списъка на

материалите в паметта; − 2 х 3,6V литиево-йонни батерии за 150 часа работа; − Определя автоматично чрез измервателни клещи, скоростта и коефициента на

затихването на ултразвукови надлъжни вълни в материалите при честота 5 МНz; − Windows PC софтуер за прехвърляне на данни, графичен интерфейс и интерфейс

USB, включени в комплекта. 4. Методология на измерване

Измерването се извършва по методите пулс-ехо (Pulse-Echo) или ехо-ехо (Echo – Echo). Определя се времето между два следващи един след друг ултразвукови ехоимпулса, което се явява критерий за изминатия от ултразвука път в материала, измерен от пиезопреобразователя. На практика времето, изминало между двата ехоимпулса се отчита с цифров брояч, като отчетената стойност представлява относителната дебелина на контролируемия материал dy. Едновременно друг цифров брояч отчита действителната дебелина на материала dо, измерена с оптоелектронен датчик. Настройката на работния диапазон се определя съгласно Инструкцията на уреда, според минималната и максималната дебелина на контролируемия материал така, че диапазонът на реалните дебелини на материала да се вмества в работния диапазон. За целта се правят две последователни измервания върху два участъка (с минимална и максимална дебелина) от еталона и се настройват така че:

dyе1 = dое1 = dе1 и dyе2 = dое2 = dе2, (1)където:

− dе1, dе2 – действителна дебелина на измерените два участъка от еталона (фиг.1) ;

464

− dое1, dое2 – реална дебелина на измерените два участъка, измерена с оптоелектронен датчик;

− dуе1, dуе2 – относителна дебелина на измерените два участъка, измерена с ултразвук.

За пресмятането на скоростта на ултразвука се използва формулата:

( )C k d d Cy o e= / , m /s (2) (2) където: Ce – скорост на ултразвука в еталона ; k – коефициент на пропорционалност, отчитащ външните условия ; d y – относителна дебелина на материала, измерена с ултразвук ; d o – действителна дебелина, измерена с оптоелектронен датчик. В зависимост от използваните пиезопреобразователи, метода на измерване и контролируемия материал, скоростта на ултразвука може да се определи с точност от 0,3 % до 5%.

Коефициентът на затихване δ се определя на честота 5MHz по формулата:

)(2)(

1

1

no

n

nndBAA

−−−=δ , dB/mm (3)

където: n1 , nn - номера на сравняваните импулси; B – дифракционна поправка, зададена предварително; A1, A2 – амплитуди на сравняваните импулси. 5. Метрологично осигуряване

Използват се сравнителни образци, еталонни образци и работни контролни блокове. Сравнителните образци са предназначени за получаване на основните корелационни зависимости на информационните параметри скорост C, m/s и коефициент на затихване δ, db/ mm на ултразвука от структурата и физико-механичните характеристики на контролируемия материал след термообработка, леене, синтероване или пресоване.Еталонните образци се използват за калибровка и възпроизводимост на измерванията. Работните контролни блокове (РКБ) се използват за настройка на дълбокомера, съгласно съответните стандарти. За уреда е предвидено следното метрологично осигуряване:

− Сравнителни образци от изследвания контролируем материал. Формата и размерите им се определят от използваните уреди и приспособления за тестване на образците. Повърхностите са шлайфани по специална технология, с цел невнасяне на влияние на обработката. Предвидени са, в зависимост от изходния материал, съответни термични и химико-термични обработки за освобождаване от начални механични напрежения.

− Еталонен вграден образец за възпроизводимост на резултатите. Изработва се от армко желязо с изчистена до Ra<0.3 mm повърхност, с атестирани акустични характеристики и размери;

− Работен контролен блок. За калибровка на уреда се използват специални калибровъчни еталони. За желязовъглеродни сплави се използва еталон от армко (нисковъглеродно) желязо със стъпаловидна форма и атестирана скорост на надлъжната ултразвукова вълна (фиг. 1).

465

20

10

5

20

60

Фиг. 1. Стъпаловиден работен блок РКБ за настройка и калибровка на ултразвуков уред MULTITEST CD 010

Външният вид на уреда, заедно с РКБ 1 е показан на фиг. 2. Той може да работи

както с батерии, така и на мрежа 220 волта. Работата с уреда е описана в Инструкцията за експлоатация.

Фиг. 2. Външен вид на на уреда и стъпаловидния еталон РКБ1

Фиг. 3. Приспособление DК100

Уредът работи заедно с приспособление – изпитвателни клещи DК100 [3,4,5]. Те са предназначени за работа в лабораторни и производствени условия. Външният вид на изпитвателните клещи е показан на фиг. 3. Показани са и компонентите с които клещите могат да работят и с други видове модулни уреди, преобразователи и датчици за осъществяване на комплексен неразрушаващ контрол. 6. Апробация на уреда и приспособлението

С уреда MULTITEST CD010 и изпитвателните клещи DK100 са проведени измервания с двоен осезател с честота 5 MHz на надлъжната скорост Сl на разпространение и коефициента на затихване на ултразвука δ в сравнителни образци от чугун и стомана с предварително определена скорост на ултразвука в тях по стандартен метод с универсален ултразвуков дефектоскоп с точност до 0,3 %. За определяне точността на уреда, са измерени и еталонни стъпаловидни образци РКБ от армко желязо с атестирана скорост на ултразвука. Получените резултати са отразени в таблица 1.

466

Табл.1 Относителна грешка при сравнителния анализ на измерванията на образците

Материал на образците

Размери на образците

Метод на измерване

Грешка при измерване на

Сl, %

Грешка при измерване на

δ , % Сив и

сферографитен чугун

Ф 30 х 15 mm Пулс-ехо ≤10% ≤15%

Конструкционна и инструментална

стомана

Ф 30 х 15 mm

2-25 mm Ехо-ехо ≤0,5% ≤4,5%

Стъпаловиден еталон РКБ от армко желязо

Размери съгласно

фиг.1 Ехо-ехо ≤0,3% ≤1,5%

От таблица 1 се вижда, че метода на измерване пулс-ехо (генериращ импулс-първо

ехо) е подходящ за материали с по-груба (хетерогенна) структура ( отливки и заготовки от чугун, синтеровани порести материали и др.), където скоростите на ултразвука силно се различават и затихването е голямо, докато метода ехо-ехо е подходящ за материали с по – хомогенна структура (изделия от стомана, алуминий и др), където скоростите на ултразвука се различават с 30-50 m/s за различните структурни състояния, а затихването е малко. 7. Изводи

Разработеният високотехнологичен уред MULTITEST CD010 за автоматично определяне на скоростта и затихването на обемни ултразвукови вълни в твърди материали, може да се използва за безразрушителен контрол на структурата и механичните свойства на материали и изделия в лабораторни и производствени условия. За целта е необходимо предварително да са изследвани и уточнени корелационните зависимости между скоростта и затихването на ултразвука и определяните структурно-механични свойства на контролируемия материал. Литература 1. Велев Г, Д. Димитров, Г. Георгиев, Метод и устройство за контрол на структурата на

материали. РБ № 85497/2003. 2. Velev G, V. Latkovski, A method of ultrasonic study of materials. Э. Ж. “Техническая акустика”,

Санкт Петербург, 3, 2003, http:/webcenter.ru/~eeaa/ejta/. 3. Velev G, A. Markovski, B. Velev, New Devices and Means for Non-destructive Testing of Materials

and Diagnostics of Facilities are Operating in Industry, NDTMS-2011 International Symposium on Non-destructive Testing of Materials and Structures, May 15-18, 2011 Istanbul Technical University, Istanbul, Turkey, sept. 9-12, 2011.

4. Velev G., Y. Ivanova, А. Мarkovski, B. Velev, Complex Integrated System for Qality Control and Diagnostics of Machine-building Materials and Existing Industrial Equipment, ETNDT5 – 5th International Conference in Emerging Technologies in NDT 2011, Joanina, Grece, May 15-18, 2011

5. Velev B., Iv. Ivanov, Kr. Banov, Study of Ferromagnetic Materials with the Methods of Magnetoacoustic Emission and Magnetic Noise, NDT 2018, Volume 1, Issue 4, Year 2018, ISSN 2603-4018.

Bulgarian Society for NDT International Journal “NDT Days” Volume II, Issue 4, Year 2019

ISSN: 2603-4018eISSN: 2603-4646

467

Comprehensive Approach for Service Life Assessment of Solid-Propellant Rocket Motors

Borislav GENOV1, Delyan NEDELCHEV2, Mitko MIHOVSKI3, Yordan MIRCHEV3

1 Defence Institute, Sofia, Bulgaria,

e-mail: b.genov@di.mod.bg 2 Graf Ignatievo Air Base, Plovdiv, Bulgaria,

e-mail: dinedel4ev@abv.bg 3 Institute of Mechanics at the Bulgarian Academy of Sciences, Sofia, Bulgaria,

e-mail: nntdd@abv.bg Abstract In this article we propose comprehensive approach for service life assessment of solid-propellant rocket motors. The comprehensive approach is based on the mix between traditional standardized (chemical stability, live-fire, etc.) and the non-destructive methods. This approach is needed to precisely calculate reliability and to compensate mixed results obtained from different parts of lots. Long term in service is the main prerequisite of this mixed results. The main problem for implementing NDT is the lack of standardization in this area, but in this case the non-destructive methods applications is to provide additional information in order to “transfer” precisely the results obtained from destructive standardized methods over the whole lot. Keywords: ammunition life cycle, ammunition service life, solid propellant rocket motor, non-destructive testing 1. Introduction Nowadays, the emphasis in military understanding is on the provision of military capability, to which the weapon systems and ammunitions probably are the most significant and directly referred add of the materiel. From logistics prospective, for ammunitions this is related with establishment of large stockpiles in order to ensure current and future operational or training activities and needs [17, 18]. Being one-shot devices, the most important issue during their life cycle is to ensure their safety during service life1 and of course their performance. Starting in very early phase (in design and development stages) and continues during service, safety and performance lie on the munitions system reliability. To ensure it, the periodical tests, predominantly destructive ones, plays significant role. These suggestions is totally valid for tactical missiles. The majority of them use solid rocket motors. Solid rocket motor is one of the important subsystems of tactical missiles which represents beteen 40 and 65% of the total missile mass [12]. During its life cycle, the rocket motor experiences thermal loads under the variation of environmental storage temperature, but also vibrational and impact loads as a result of transportation and service handling. All of these affect on the rocket motor in distinct way depending from:

− Design, materials and used technologies; − Overall climatic profile; − Reaction of energetics to real environmental and service handling loads;

1 The service life is defined as the time that the rocket motor is able to operate reliably, safely, accomplish the setted requirements under the real life loads [12]

468

− Current service life period. Negative combination from these factors could lead to irreversible changes in chemical composition and mechanical properties, cracking and other damages, which compromise normal engine performance. As a result, unstable combustion may occur, and worse – destruction or even explosion of the rocket engine. [12, 28, 29, 30, 31]. But rocket motors are designed to function within narrow performance boundaries. In order to guarantee safety and performance we must bе аblе to predict their behaviour, as well as determine their residual life span after the system has been subject to handling and storage under varying conditions which are not always fully recorded. Service life assessment begins in the development phase and monitoring programs must bе developed and implemented during the life span of the system. The two interacting iteratively paths to produce current service life estimates are used [9]. One path is analytical which assesses the rate of material aging, the effect of material aging on the system (i.e., stability, performance, integrity, etc.) and the statistical probability of system failure during service life. The typical approach is to specify conservative service life period, determinated under harsh environment conditions and severe service loadings. Generally, the base for service life period for the whole system is this of the non-replaceble part with energetic material with the shortest service life period, nevertheless that the designed rocket motor can be used safely longer (Table 1) [21].

Table 1. Expected service life for different tactical missiles components

Components Expected service life, years Posible degradation

Pyrotechnics 20 - Destruction of pressed or glued joints; - Depletion of chemical precursors; - Diffusion; - Micro and macrocracks generation; - Moisture.

Composite propellants (sealed) 20÷35

One or two components propellants (sealed) 20÷35

Electronic components 25-30 - “Electronic” aging; - Damages after service loads.

Optical components >50 - Damages after service loads; - Moisture.

Power units 10-20

Contact surfaces - Damages of seals; - Contact corrosion.

Rubber and plastics components 10-20 - Damages after service loads;

- Thermal degradation.

Metal components >50 - Damages after service loads; - Thermal degradation.

The second path is system surveillance which includes system observation and system trend analysis. As a result, the service life estimate may predict a minimum service life (safe interval) that will likely be extended on testing at a later period. All aspects of service life issues for solid rocket motor will bе addressed including chemical and physical aging mechanisms, methodology and techniques for determining service life, application of the service life methodology and techniques to systems and non-destructive test methods. For these paths, except non-destructive methods, existing system of standards and best practices [9].

469

Most of them is based on the destructive methods – live firings, chemical analyses, aging, mechanical tests, etc. [21]. In turn, the non-destructive methods (NDT) methods are powerful tool for many industry areas, but due to their inherent limitations and complementary nature of different types, many of them need to be applied depending on their suitability as a service life estimation tool [14]. Unfortunatelly, they aren’t so popular tool (except the visual methods) in service life of ammunitions (except the production phase) (see Fig. 1), following to the main problems for implementing NDT for qualification of the ammunition – the scope and lack of standardization. For inspection at various stages of its production and service life of the rocket motors for instance:

− NDT methods such as radiography, ultrasonic testing and dye-penetrant testing are being employed for the inspection of hardware,

− Magnetic methods for shells and mortar bodies [36], − Ultrasonic testing is applied for checking the bond-line integrity of case, ammunition

elements and insulation layer [10, 23] and − X-ray radiography is employed for evaluating both the integrity of propellant mass and

the bond-line integrity of propellant and insulation [4, 26].

Fig. 1. Coverage of different methods in the industry (left) and in ammunition life cycle (right) (Adapted by [20])

This was compensated in previous studies [10, 12, 14, 15] and in thesis [21], where some non-destructive methods were verified and this is stimuli for proposal in this study a methodology incorporated standardized destructive and non-destructive methods. 2. Comprehensive approach for service life assessment of solid rocket motors 2.1. Justification of combined use of classical and non-destructive methods for service life assessment of solid rocket motors The current approach is periodically to test in field environment whole tactical missile. The fuzes from different lots is subjected to laboratory testing. The rocket motors itself is not subjected to laboratory or field testing (except air-to-air missiles) and chemical analysis is not performed on regular basis, due to unreliable equipment. The negative combination from this unefficient approach for surveillance and testing, lack of environmental records and the age of tactical missilles often “produces” mixed results (see fig.2) when classical approach is used, based only on sampling of some numbers from one lot. It is well a fact that the input elements, units and aggregates change their characteristics [4, 5, 27], and for munitions, producers tie the aggravable deadlines of the individual with the

470

prescribed lifetime. The term aging is marked by the generalized change in mechanical and chemical factors as compared to properties immediately after production.

Fig.2. Different service life expectations for different specimens from one lot

Usually, the associated problems during the service life are related to explosives in rocket motors (solid propellant and pyrotechnics). During the service life they change their properties [10], the integrity of solid propellant is disturbed, the bond-lines are disintegrated, and defects like cracks, voids and depletion appear (fig. 3 and fig. 4). Also during the service life, the continuing changes in chemical composition are appeared. In detail, the aging processes in different energetic materials and their displays is described in [20]. The pyrotechnics are even more vulnerable, mainly because the trend to absorb the moisture.

Fig. 3. “Sharpening” and “rounding”

Fig. 4. Micro and macro cracks

Complexity of these can affect negatively on performance and safety during service life.

471

To monitor these changes during service life in this study we propose comprehensive methodology for evaluation of rocket motors of tactical missiles. 2.2. Comprehensive approach for service life assessment of solid rocket motors Schematic view of methodology for evaluation of rocket motors of tactical missiles that has been followed in this study is showed in Figure 5. For expensive and complex systems, the number of sampled units for destructive full-system tests, which are considered the gold-standard measurements of the performance of the system, may necessarily be small and it’s hard task to make conclusions for whole lot performance based on the full-system test result of several test samples [21]. Fortunately, there are other sources of information on the system or component level and in this methodology we incorporate many other types as an alternate sources of information – from functional tests on component level to non-destructive testing, that practically could be performed on the whole lot. Logically, the relative proportion of data available from these alternate sources may reduce the need from full-system and in our case subsystem tests, and can enhance precision of evaluation. The key aspects of this approach will be explained in some detail in this paper are: (1) how non-destructive methods can be added to “classical” destructive methods to produce single informative platform and (2) a unified methodology for precisely evaluating solid propellant rocket motors system level that combines with prediction up from the component level data, but for clarity of presentation we will not go into details for incorporation of data because this process we described well before – in [17] and [21] the author demonstrate Bayesian approach to incorporate data from different sources and here we present only the results on sub-system level. Also, due to same reasons, the sub-system decomposition process is not detailized here. The proposed methodology is divided into two brances – “destructive” and “non-destructive”. “Destructive branch” includes performance tests, all applicable standardized and validated methods, described in standardized documents (mainly STANAGs and allied publications) and specialized documentation – manuals, guidances etc. The “non-destructive branch” combines different techniques. Two of them (Ultrasound technique implementation for aging characterization and X-Ray technique for defects characterization) are validated by the author in [21] and here only cursory notes are added. The rest non-destructive tests are well-known [4, 10, 23, 26]. The proposed ultrasound technique, based on different propagation velocities for different aged samples. The technique is well described in [21, 22] and here we will not go into details. This technique may give significant advantage, because other known techniques is based on chemical composition changes and related with destruction of the solid propellant. Otherwise using this ultrasound technique could be automated easily, it’s fully non-destructive and hence all the motors in the lot could be subject on testing. The ultrasound technique is proposed as an additional tool in existing system of standards for service life qualification of solid rocket propellants. The method is partially proof for propellants include nitrate esters on micro level by electronic scaning microscopy. Of course, this technique have to be verified for more solid propellants and the future verification within the framework of more complex program is needed to develop the overarching tool. Some notes regarding X-Ray technique proposed by authors. It is verified by medium power industrial system with film with passable quality for relatively small rocket motors with thin metal case [12, 21]. The results obtained showed possibility for detection of flaws with diameter less than 0,7-0,8 mm, that is not perfect but fully acceptable result for the designed purposes. Understandable, the limitations of x-rays (and γ-rays) in the control of materials with a small atomic number in the presence of materials with a large atomic number (a clasic example is metal-lined explosives) still exist and we can not expect to detect relatively small defects.

472

Fig. 5. Comprehensive approach for service life assessment of solid-propellant rocket motors

473

Fig. 6. Verification testing bet: a) solid propellant; b), c) and d) artificial flows; e) X-ray system; f) sample with X-ray film (Copied from [21])

Fig. 7. X-Ray film from rocket motor unit (Copied from [21])

3. Selected results The results from reliability calculation on sub-system level is shown on Figure 6. The proposed methodology and Baesian approach are used for reliability calculation. The distinguished difference between prior and posterior reliability curves is observed, mainly due to implementation of non-destructive techniques. Performed cost-efficiency analysis (subject on other article) showed that the (expected) whole cost of the performed test X-ray and ultrasound test is between 0,01 and 0,1 times of price of one unit in dependence of the type of the rocket. Nevertheless, one of the directions for future development, as well as improving sensitivity, precision and productivity of the NDT methods) remains the cost reduction. Summary In this study we propose comprehensive approach for service life assessment of solid-propellant rocket motors based on the mix between traditional standardized (chemical stability, live-fire, etc.) and the non-destructive methods. Because of the lack of standardization of non-destructive methods in this neurological area, their usage is as an additional tool, improving awareness. The initial results are encouraging and implementation of these methods definitely improved accuracy of evaluation and practically could nullify existence of mixed results obtained from different parts of lots in performance tests.

474

Fig. 8. Prior and posterior distributions for the reliability of the main elements of the rocket motor

References 1. AOP-48 Explosives, Nitrocellulose Based Propellants, Stability Test Procedures and Requirements

using Stabilizer Depletion (2008), NSA. 2. ASM Handbook, Volume 17: Nondestructive evaluation and quality control (1997), 5th printing,

ASM International. 3. Breazeale, M.A., Cantrell, J.H., and Heyman, J.S. (1981). Ultrasonic wave velocity and attenuation

measurements, in P.D. Edmonds (ed.), P.D. (еditor). Methods of Experimental Physics: Ultrasonics, 19. Academic Press, New York, chap. 2.

4. Burstein, P. and Youngberg, J. (2005), X-ray Mega Volt Digital Imaging Inspection System, US Army TACOM-ARDEC.

5. Cheeke, J. D. N. (2002), Fundamentals and Applications of Ultrasonic Waves, Physics Department Concordia University Montreal, Canadа.

6. Chen, C. H. and Sin, S. K. (1988), Interactive Ultrasonic Nondestructive Evaluation, U.S. Army Materials Technology Laboratory.

7. Chen, C. H. (editor) (2002), Ultrasound and advanced methods for nondestructive testing and material characterization, World Scientific Publishing Co.

8. Dombrowski, M.and Moore, V. (Editor, Compiler) (1994), Non Destructive Inspection by Infrared Imaging Spectroscopy – Phase I Final Report, Surface Optics Corporation, 9929 Hibert Street, San Diego, CA 92131.

9. Genov, B. G. and Genov, G. B. (2013). NATO standardization system for qualification of ammunition during service life, Proceedings of Defense Institute conference. (in bulgarian)

10. Genov, B. G. et al. (2013), Potential of acoustic non-destructive methods for control of ammunition elements, Journal of Acoustics, vol. 15. (in bulgarian)

11. Genov, B. G. et al. (2014), Ammunition failure analysis based on test results in 2013, Defense Institute. (in bulgarian)

475

12. Genov, B. G. et al. (2014), Application of radiography techniques for solid rocket motors qualification, Proceedings of NDT Days 2014, Sozopol. (in bulgarian)

13. Genov, B. G. et al. (2014), Reliability theory aplication for ammunition service life elongation, Proceedings of 7th International Scientific Conference, HEMUS 2014, Plovdiv. (in bulgarian)

14. Genov, B. G. et al. (2015), NDT during ammunition service life, Proceedings of NDT Days’2015. (in bulgarian)

15. Genov, B. G. et al. (2015), Ultrasound waves velocities in service aged nitrocellulose propellants during ammunition service life, Proceedings of NDT Days’2015. (in bulgarian)

16. Genov, B. G. et al. (2016), Expected trends in munitions stocks reliability, Proceedings of 8th International Scientific Conference, HEMUS 2016, Plovdiv. (in bulgarian)

17. Genov, B. G. (2016), Baesian methods implementation for munitions stocks, Proceedings of 8th International Scientific Conference, HEMUS 2016, Plovdiv. (in bulgarian)

18. Genov, B. G. et al. (2016), Ammunition acquisition logistics, Proceedings of 8th International Scientific Conference, HEMUS 2016, Plovdiv. (in bulgarian)

19. Genov, B. G. (2018), Model for conventional ammunition life cycle extension, Proceedings of International scientific conference HEMUS 2018. (in bulgarian)

20. Genov, B. G. (2018), Criteria for NDT methods selection during ammunition service life, Proceedings of NDT Days’2018. (in bulgarian)

21. Genov, B. G. (2018), Ammunition surveillance system optimization, D.Sc. Thesis. (in bulgarian) 22. Genov, B. G. et al. (2018), Ageing of solid rocket propellants investigated by ultrasound technique,

20th NDT Conference of the ISRANDT Society 23. Grozev, V. Iv. (1983), PhD Thesis. 24. Guidance for ammunition storage bases, Ministry of Defense, 1983. 25. Harris, Ch. (1962), Development of nondestructive testing techniques for large solid-propellant

rocket motors, UTC. 26. Jablonski, J. et al. (2010), Critical flaw estimate and flaw analysis of 81 mm M821A1 mortar

projectile, Technical Report ARMET-TR-10001, Picatinny Arsenal, NJ 07806-5000. 27. Kececioglu, D. (2002), Reliability engineering handbook, vols.1&2, DESTech Publications. 28. Kenneth, K. K. et al. (1982), Propellant crack tip ignition and propagation under rapid

pressurization, Office of Naval Research. 29. Nimis, J. (1987), A Method for Obtaining Empirical Correlations for Predicting Crack Propagation

in a Burning Solid Propellant Grain. 30. Post, D. et al. (1987), Crack opening and extension in solid propellant, Final report to the Air Force

Astronautics Lab. 31. Rao, K. V. et al. (2000), Characterisation of defects in Large Solid propellant Rocket Motors,

Proceedings of 15th WCNDT. 32. Springer, C. (1992), Ultrasonic imaging of cylindrical explosive loads, Naval Weapons Laboratory,

Dahlaren, Virginia 22448. 33. Truell, R., Elbaum, C., and Chick, B.B. (1969), Ultrasonic Methods in Solid State Physics,

Academic Press, New York. 34. Williams L.M. et al. (1981), The study of crack criticality in solid rocket motors, Final report to the

Air Force Astronautics Lab. 35. Woodruff, T.O. and Ehrenreich, H. (1961) Absorption of sound in insulators, Physics Review, 123,

p. 1553. 36. Zamloot, G. (1988), Improved nondestructive testing of 60 mm M720 mortar projectile. Magnetic

flux leakage inspection system of M720 mortar, U.S. Army Armament Research, development and Engineering Center.

Bulgarian Society for NDT International Journal “NDT Days” Volume II, Issue 4, Year 2019

ISSN: 2603-4018eISSN: 2603-4646

476

Non-Destructive Testing of Multiple elements gas container for Transport of Class 2 Compressed Gases in Accordance with ADR/RID/ADN

Georgi KOLEV, Venelin FILIPOV

Key Diffusion Ltd. 2, Eng. Georgi Belov Str., 1712 Sofia, Bulgaria,

е-mails: office@keydtest.com, g.kolev@keydtest.com, v.filipov@keydtest.com Abstract Multiple element-gas containers are high-risk equipment used for transport ADR, RID and ADN class 2 substances. They consist of cylinders/ tubes/ pressure drums/ tanks (sewing or seamless) joined in frames made of welded profiles, a pipe system that connects them in a common collector for filling and emptying, shut-off valves, pressure gauges and safety valves. The major deviations from integrity, such as thinning of the parent metal, inconsistencies in the welded joints and the parent metal, internal and external visual testing of elements of the equipment and the overall functional suitability of the plant are checked with the non-destructive tests methods. This article presents a periodic inspection of a multiple-element gas container for the transport of compressed natural gas, including strength testing by hydraulic method, leak test with inert/working gas, and visual inspection of the structure and components of the equipment. Keywords: Non-destructive testing, visual testing, leak testing, MEGC /Multiple element-gas container/, tubes, valves, ADR, RID, substances of class 2.

Периодичен преглед на многоелементен газов контейнер за транспортиране на сгъстени газове от клас 2 на ADR/RID/ADN

Георги КОЛЕВ, Венелин ФИЛИПОВ

1. Въведение

Целта на настоящата статия е да опише процедурата по периодичен преглед с изпитване на якост на многоелементен газов контейнер за транспортиране на вещества от клас 2. 2. Приложими методи

При периодичен преглед и изпитвания на многоелементни газови контейнери за транспортиране на вещества от клас 2 по ADR и RID, съгласно процедурата са приложими методите „Контрол на херметичност”, „Визуален контрол на стоманени безшевни бутилки/тубуси” и изпитване на якост с хидравличен метод на контрол. 2.1. Процедура за контрол при периодичен преглед и изпитвания на МЕГК за транспортиране на вещества от клас 2 по ADR и RID – приложими методи.

Процедурата за периодичен преглед и изпитвания на МЕГК за превоз на вещества от клас 2 по ADR и RID, определя методите за контрол, чрез прилагането на които се гарантира, че транспортируемото оборудване под налягане съответства на разпоредбите на „Наредбата за съществените изисквания и оценяване съответствието на

477

транспортируемо оборудване под налягане”, приета с ПМС № 271 от 29.09.2011 г. обн. ДВ. бр. 78 от 7 Октомври 2011г.

Съгласно съществените изисквания на ADR/RID и приложимите стандарти, периодичният преглед и изпитвания на МЕГК включва:

− проверка на съответствието с одобрения тип; − проверка на проектните характеристики; − оглед за съответствието на конструкцията, елементите и експлоатационното

оборудване; − контрол чрез хидравлично изпитване на якост на елементите в състава на МЕГК

/ колектор и бутилки/тубуси/барабани под налягане/цистерни с указаното на табелата на производителя и в техническата документация налягане;

− изпитване чрез контрол на херметичност/плътност при максималното работно налягане на напълно сглобеното съоръжение;

− проверка на правилното функциониране на оборудването; − проверка за наличие на преходно съпротивление между елементите на

съоръжението и извода за заземяване; − издаване на сертификат, показващ резултатите от контрола, дори в случай на

отрицателни резултати. 2.2. Процедура за контрол при периодичен преглед и изпитвания на МЕГК за транспортиране на вещества от клас 2 по ADR и RID

Приложимите методи са: − контрол на якост чрез хидравличен метод на контрол; − контрол на херметичност; − визуален контрол на стоманени безшевни бутилки/тубуси/барабани под

налягане/цистерни. При извършване на периодичен контрол на МЕГК за транспортиране на

компресиран природен газ, извършва контрол на съответствието с одобрения тип, проверка на проектните характеристики, оглед за съответствието на конструкцията, елементите и експлоатационното оборудване, контрол чрез изпитване на якост с хидравлично налягане на бутилки/тубуси/барабани под налягане/цистерни, колектора и елементите му с указаното на табелата на производителя и в техническата документация налягане и проверка за наличие на преходно съпротивление между елементите на МЕГК и извода за заземяване, се пристъпва към заключителното изпитване на херметичност на напълно сглобеното съоръжение.

Фиг. 1. Многоелементен газов контейнер за транспортиране на компресиран природен газ, ТТ-08 -2250 CNG.

478

2.3. Визуален контрол на стоманени безшевни тубуси.

Процедурата се прилага за вътрешен и външен контрол чрез директен и индиректен метод. Целта е вътрешните и външни повърхнини на бутилките да се подложат на визуален контрол за наличие на нецялостности, които могат да повлиаят неблагоприятно на безопасността на работата им.

По време на експлоатацията на съоръжението могат да се появят различни видове несъвършенства, породени от външни механични въздействия и влияние на околната среда, корозия и замърсявания с химични агенти.

Необходимо е инспектора да притежава добър опит и добра преценка, за да може да открива и да е в състояние да оцени и прецени вида на несъвършенството по време на визуалната проверка.

Условия за наблюдение – важно е условията за провеждане на вътрешния и външен контрол да са добри:

− Повърхнините на метала, особено вътрешните стени трябва да са напълно чисти, сухи и без продукти на оксидиране, корозия и корички, които могат да скрият други по-сериозни дефекти. Ако е необходимо да се извърши почистване на повърхнините внимателно с подходящи методи преди следващи инспекции.

− Трябва да се използват подходящи източници за осветяване. − Резбовите съединения и вътрешността на гърловината трябва да се обследва с

подходящ ендоскоп, зъболекарско огледалце или други подходящи приспособления.

− Малки несъвършенства могат да се отстранят с локално шлайфане или друг подходящ механичен способ, като се избягва въвеждането на нови несъвършенства. След поправката на тубуса се извършва нов визуален контрол и ако има намаляване на дебелината на стената след ремонта, тя трябва да се провери.

Най-често срещаните несъвършенства и дефекти са дефинирани и показани в Анекс

С.1, Табл. С.1. за механични дефекти, и Табл. С. 2 за видовете корозия и фигурите в анекса от БДС EN ISO 1968:2002. Ограниченията за приемане на тубуса или определянето дали да се ремонтира или бракува са дефинирани там. Границите за приемане са определени на база значителен опит в областта на визуалния контрол на бутилки и тубуси. Те са приложими за всички размери, типове и експлоатационни условия на тубуси/бутилки. За несъвършенства и дефекти, породени от механични въздействия, в Табл. С.1. са показани и описани следните случаи:

− изпъкналости; − вдлъбнатини; − нарези или жлебове; − пукнатини; − поражение от огън; − нерегламентирани маркировки; − следи от електрическа дъга или нерегламентирани заваръчни процеси; − нечетливи маркировки; − тапи или други вложки в гърловината; − вертикална стабилност, където е приложимо.

479

За несъвършенства и дефекти, породени от корозия или други химични въздействия, в Табл. С.2. са показани и описани следните случаи:

− обща корозия; − локална корозия; − верижен питинг или линейна корозия.

За целите на процедурата използвахме дигитален луксметър – тип Testo 540 за

определяне на осветеността по време на контрола, комплект лупи с увеличение х 2 и х 10 за външния визуален контрол, светлинен източник Endolux 5 и фотоапарат Sony 20,4 MP за документиране (заснемане) на контрола.

Фиг. 2. Снимки на тубуса отвътре

Фиг. 3. Снимки на резбовите съединения и маркировка на тубуса.

Фиг. 4. Снимки на външността на тубусите.

480

При необходимост от потвърждаване на минимално допустимата дебелина на

стената на контролираните съдове в зони на съмнение от визуалният контрол използваме ехо-импулсен ултразвуков метод за контрол. 2.4. Контрол чрез хидравлично изпитване на якост с указаното на табелата на производителя и в техническата документация налягане. Предвид големината на съоръжението и трудността за разглобяването му, след оглед на конструкцията и техническата документация се реши рамката на МЕГК да се демонтира от влекача и да се ротира на 1800 около оста с цел да се осигури добро обезвъздушаване на всеки един тубус през монтираната вътре технологична тръбичка за евакуация на конденза (Фиг. 5).

Фиг. 5. Схема на фитинг на тубус и позициониране на МЕГК с цел извършване на изпитване на хидравлична якост

С цел да не се претовари конструкцията от товара на водата, която за всеки един

тубус е около 2300 литра, запълването ще стане по два тубуса наведнъж с последващо изпразване доколкото е възможно, чрез повдигане от единия край с повдигателен кран. Запълването се извършва през големия отвор с гъвкава връзка на 1“, а обезвъздушаването през по-малкия отвор, на който е монтирана тръбичката за евакуация на конденза, по време на експлоатацията. Изливането на водата ще стане от задния край на тубуса, като през тръбичката за конденз ще се подава сгъстен въздух за по-бързото избутване на водата. На този край по време на изпитването на хидравлична якост ще е монтирана тапа.

Хидравличното изпитване на тубусите и отделно колектора, който ги свързва на 300 bar чрез подходящо затапване на свободните отвори в продължение на 5 минути, се последва от визуален оглед за течове, перманентни деформации или промяна в показанията на манометъра. Повишаването на налягането става с бутална помпа с пневматично задвижване и диапазон на работа 0 – 500 bar.

481

2.5. Метод за контрол на херметичност (LT).

Процедурата се прилага за контрол чрез пневматично вътрешно налягане на елементите на Многоелементен газов контейнер, колектора и на всички газови връзки и компоненти при работно налягане, както и визуална инспекция, посредством директен метод за контрол.

Контролът на херметичност трябва да гарантира, че няма изтичане/пропуск на изпитващ флуид, аварийните устройства и клапани функционират и че затварящите устройства (спирателните вентили) функционират правилно.

За целите на процедурата използваме работен газ, в случая природен газ с налягане равно на работното за контролираното съоръжение (200 bar), a за откриване на пропуски (изтичания) използваме калибриран газсигнализатор и метода с образуването на мехури при достатъчна разлика в наляганията от двете страни на стената на контролираното съоръжение с нанасяне на пенообразуващ разтвор от страната с по-ниското налягане, съгласно БДС EN 1593:2004.

По време на извършване на контрола с газсигнализатора не бяха открити пропуски, като обема на контрол обхвана всички елементи като тубуси, колектор с всичките му резбови съединения, предпазни клапани и вентили. 3. Използвани технически средства (ТС)

Използваните технически средства са с валиден калибрационен статус или функционална годност, с валидни сертификати, съгласно Програмите за калибриране и функционална годност на ТС на „КЕЙ ДИФУЖЪН”. Сертификатите им са издадени от акредитирани лаборатории за калибриране.

Използвани ТС за нуждите на контрола: − Дигитален манометър Vika, 0…600bar; − Светлинен източник Endolux 5, 150W; − Дигитален лукс метър – тип Testo 540; − Пенообразуващ разтвор; − Газсигнализатор/детектор; − Комплект лупи с увеличение х 2 и х10; − Ендоскопска камера REMS Cam Scope S; − Фотоапарат Sony 20,4 M.

482

4. Заключение.

Правилно подбрани и изпълнени с необходимото внимание и отговорност методите за безразрушителен контрол са мощно средство за осигуряване на безопасната експлоатация на съоръженията с повишена опасност. Те дават възможността своевременно да бъдат открити потенциални опасности, които могат да причинят значителни материални щети и човешки жертви.

С отговорното им прилагане компетентните органи изпълняват основната си мисия, а именнно осигуряването на безопасно въвеждане в експлоатация, периодични прегледи и прегледи след извършване на ремонт и връщане в експлоатация на потенциално опасни съоръжения и оборудване. Литература: 1. Директива 2008/68/ЕО и приложенията и ADR, RID и ADN, относно вътрешния превоз на

опасни товари, както следва: 2. ADR – Европейска спогодба за международан превоз на опасни товари по шосе; 3. RID – Правилник за международен железопътен транспорт на опасни товари, включен в

притурка В към Конвенцията за международни железопътни превози (COTIF); 4. „Наредбата за съществените изисквания и оценяване съответствието на транспортируемо

оборудване под налягане” ( ДВ. бр. 78 от 7 Октомври 2011г.); 5. БДС EN 13807:2003 – Транспортируеми бутилки за газ. Батерия за пътни превозни средства.

Проектиране, производство, идентификация и изпитване; 6. БДС EN ISO 11120:2015 – Бутилки за газ. Безшевни стоманени бутилки за многократно

пълнене с водна вместимост между 150 l и 3 000 l. Проектиране, изработване и изпитване (ISO 11120:2015).

7. БДС EN 1968:2003 – Транспортируеми бутилки за газ. Периодична проверка и изпитване на безшевни стоманени бутилки за газ.

8. ЕN 1330-8 – Изпитване (контрол) без разрушаване. Терминология. Част 8: Термини, използвани при изпитване на херметичност (за теч);

9. БДС EN 1779 – Контрол без разрушаване. Изпитване на херметичност. Критерии за избор на метод и начин;

10. БДС EN 1593:2004 – Изпитване (контрол) без разрушаване. Изпитване на херметичност. Изпитване с отделяне на мехури;

11. БДС EN ISO 9712 – Изпитване (контрол) без разрушаване. Квалификация и сертификация на персонала по изпитване без разрушаване (ISO 9712:2012).

Bulgarian Society for NDT International Journal “NDT Days” Volume II, Issue 4, Year 2019

ISSN: 2603-4018eISSN: 2603-4646

483

Design and Machining of Stand to Research on Technological Objects in Stress Corrosion Environment

Gergana RUSEVA, Yaroslav ARGIROV

Technical University Varna, Varna, Bulgaria,

e-mails: rusevageri@tu-varna.bg, jaroslav.1955@abv.bg Abstract In industries as machine building, boreholes, chemical industry and many others, it is required to analyze the impact of environment in stress condition of the materials at work. It is necessary to make several studies to explore behavior of materials in marine condition. Keywords: Corrosion, stress condition, stand, design, machining

Конструиране и изработка на стенд за изследване на технологични обекти под напрежение в корозионна среда

Гергана РУСЕВА, Ярослав АРГИРОВ

1. Увод

В промишлеността до голяма степен, много от проблемите свързани с разрушаването на детайлите под напрежение по време на тяхната експлоатация са свързани с методи за контрол, физически характеристики, износоустойчивост и др.

През последните години научните изследвания и тяхното практическо използване допринесоха за създаването на значителен брой ефективни методи за оценка на напрежения. Тези методи за базирани на зависимости между остатъчните и действително влияещи напрежения върху материала и някои негови физични характеристики. [3, 4] Под влияние на външни сили в кристалните решетки може да се осъществи плъзгане по определени атомни плоскости, което протича с такава ниска скорост, че при нормални условия на изпитване придобитите деформации са незабележими. [1, 2] 2. Цел

Целта на настоящата работа е разработване на стенд, за изследване процес на пълзене по зададени технологични параметри. Тези параметри се постигат чрез конструиране на затворен съд, в който ще бъде поставена изследваната проба. В съда е необходимо да циркулира корозионен разтвор, който предварително е нагрят до определена температура.

Стенда ни дава възможност да изследваме процес на пълзене в различни температурни интервали, за да се анализира поведението на материалите в корозионна среда при ламинарно обтичане на пробата.

Технологичните параметрите: температура, сила на натоварване, скорост на омокряне и концентрацията на корозионната течност, могат да се задават предварително и да се следят.

484

3. Разработване идеен проект на стенд за изпитване на стрес-корозия, конструиране и изработване 3.1 Идейна изработка и конструиране на стенд за изпитване на стрес-корозия (пълзене)

С помощта на програмен продукт SolidWorks e разработен 3D компютърен модел на част от стенда за стрес-корозия. За реалното му изработване, от 3D модела е изготвена конструктивна документация на отделните възли и детайли. В програма SolidWorks е направен и компютърно симулативен якостен анализ на най-натоварения елемент от стенда за стрес-корозия.

На фигура 1 е показан общ вид на моделирания 3D възел от стенда за стрес-корозия. На всички конструктивни елементи от 3D модела, които са в контакт с корозионната среда в програма SolidWorks е избрана стомана 304L.

На фигура 1 са показани основните елементи на моделирания възел от стенда: щок (1); свързващи болтове с гайки (2), служещи за захващане на капака към цилиндричния корпус; капак (3); тръба за вход на корозионната среда (4); вход с кран и адаптер за подаване на корозионна мъгла или прегрята пара (5); цилиндричен корпус (6); свързващи болтове с гайки (7), за захващане на корпуса към основата.

Фигура 1. 3D модел на установка, част от лабораторен стенд за изпитване на стрес-корозия

при температура: щок (1); болтове с гайки (2),; капак (3); тръба (4); кран (5); корпус (6); болтове

с гайки (7)

Фигура 2. Разрез изясняващ вътрешните елементи на установката: щок (1); горно

захващащо устройство (2); пробно тяло (3); долно захващащо устройство (4)

На фигура 2 е показан 3D моделирания възел в разрез за изясняване на вътрешните

му елементи: щок (1); захващащо устройство на пробното тяло (2), състоящо се от квадратен профил, на който са разпробити отвори за крепежни елементи; пробно тяло (3) и долно захващащо устройство (4), аналогично на горното. Долното захващащо устройство е заварено към неподвижната основа на установката, а горното към щока, който е подвижен и преминава през уплътнения вградени в капака.

485

Към отвора разположен в горния край на щока се захваща лост от втори род, който се уравновесява с тежести закрепени в противоположния му край. По този начин става упражняването на предварително изчисления постоянен опън в пробата. 3.2 Схема на натоварване на изследваната проба в корозионна среда

Конструираната приставка от стенда, дава възможност за изпитване на стандартен образец на опъново натоварване с омокряне, чрез циркулация на корозионен разтвор.

За провеждане на изпитание за пълзене и якост в корозионна среда (стрес корозия), необходимо условие е прилагане на определено опъново усилие към изследваната проба и създаване на течна корозионна среда, обтичаща ламинарно обекта на изследване. Тези условия могат да се постигнат, когато към разглежданата установка се добави система поддържаща зададена температура на подготвената течна корозионна среда и провеждаща циркулация през установката, в която е установена пробата. Цялостната схема е представена на фигура 3.

Фигура 3. Принципна схема на работа на системата за стрес-корозия: 1. цилиндричнен корпус на установка за корозия; 2. Обезвъздушител; 3. Челюсти за захващане на образеца; 4. Тежести; 5.

Помпа; 6. Термос; 7. Живачен термометър; 8. Термометър; 9. Терморегулатор; 10. Меден съд; 11. Стъклен бехеров съд; 12. връзка – изход на флуида; 13. връзка – вход на флуида; 14. Изолация; 15. Реотани; 16. Образец (корозия, К ); 17. Образец (корозия+опън, КО); 18 Лостов механизъм от 2-ри

род

На фигура 3 е представена принципната схема на работа на установката и

адаптирана към работен термос, в който се подържа зададената температура на работната среда. Цилиндричния корпус на установката (1) за провеждане изпитания на пълзене и стрес-корозия е закрепен неподвижно към стойка. За закрепване на образеца и подлагането му на стрес-корозия се използват челюсти (3) с описание за захващането показано на фигура 2. Цилиндричната част на установката (1) от фигура 3 е закрепена към дъното и капака посредством болтови връзки. Тяхната водонепропускливост е осигурена от гумени уплътнения. Долните челюсти за захващане на образеца са закрепени неподвижно към дъното, като там е направен цилиндричен отвор за вход на работната течност от циркулационната помпа. Подвижнaтa челюст e закрепена към щока.

Работният термос (6) от фигура 3 е оборудван с: терморегулатор с дисплей (9), поддържащ зададената температура с точност ∆Т=∓1℃, електросъпротивителен нагревател (15).

18

486

Водата в термостата е дестилирана, загубите от температура се компенсират от двойните му стени. Използваната работна течност е поставена в стъклена Бехерова чаша (11), която се поставя в меден съд (10), пълен с дестилирана вода. Медният съд е поставен във водното пространство на термоса. Високата топлопроводност на медния съд позволява температурата на работната течност в Бехеровата чаша да отговаря на зададената температурата в термоса. Бехеровата чаша се запълва с работна течност със зададена корозионна характеристика. Към чашата в работната течност е потопен контролен термометър (8), също така и краищата на входа, на връзката от циркулационната помпата. Потопената връзка в средата от течността е свързана с горната част на цилиндричния корпус на установката.

Ламинарното омокряне на пробата в установката за стрес-корозия се извършва от работната течност в Бехеровата чаша посредством разглежданите връзки и помпата (5). Посоката на циркулация е показана по връзките на схемата описана във фигура 3. При провеждане на експеримент могат да се заложат две еднакви проби, участващи в еднородна корозионна среда с еднаква температура. Пробата в Бехеровата чаша е подложена само на корозия, а в установката на стрес-корозия. 3.3 Якостно-деформационен анализ на най-натоварения елемент от стенда за стрес-корозия.

С помощта на програма Solid Works е направен компютърно симулативен якостен анализ на най-натоварения елемент от стенда за стрес-корозия. Този конструктивен елемент е лост от втори род и предава натоварването от тежестите към пробното тяло.

На фигура 4 е показан моделирания в програма Solid Works лост, като са изяснени и геометричните му параметри.

Фигура 4. Геометрични размери на моделирания лост от втори род

След изграждането на 3D модела и задаване на материал (стомана S235JR) от

библиотеката с материали на програма SolidWorks, е направена компютърна симулация на напрегнатото деформационно състояние на лоста.

На фигура 5 а) и б) са представени резултатите от извършения симулационен якостен анализ, чрез които програмата дава количествена и визуална представа за настъпилите напрежения и деформации в лоста от втори род. От фигура 5 а) става ясно, че при зададено натоварване на лоста 2000N (200кг) в двата му края, се получават максимални деформации в мястото на лагеруване от порядъка на R=134MРa (при допустими за стомана S235JR, 235МРа). На фигура 5 б) са показани настъпилите деформации, видно е, че настъпилата максимална деформация при същото натоварване

487

е 5mm. Необходимо е да се направи уточнението, че тази деформация не е остатъчна, и при разтоварване на лоста тя изчезва.

а)

б)

Фигура 5. Резултати от компютърна якостно деформационна симулация на лост от втори род: а) напрежения; б) деформации

4. Разработване на методика за провеждане на стрес-корозия на технологични обекти, чрез проектираната и разработена установка

− Подготовка на образци за провеждане на изпитания в корозионна и стрес-корозионна среда;

− Подготовка на установката за провеждане на изпитанието: • предварително подгряване на термостата до зададена темепратура; • поставяне на пробата предназначена за стрес-корозия в разработената

установката за стрес-корозия; • затваряне, запълване с работна течност (корозионен разтвор – 15‰),

пускане на помпата в циркулационен режим и обезвъздушаване на системата;

• поставяне на образеца предназначен за престой в корозионна среда в Бехеровата чаша;

• натоварване на установката с тежести до зададеното тегло; • задаване на работна скорост на циркулация на помпата (Grundfos alpha 2l);

488

− Престой на образците в корозионна среда и стрес-корозия по предварително разчетен режим на параметрите: температура, време и скорост;

− Преустановяване на процеса след изтичане на зададеното време – изваждане и отчитане на контролираните параметри (маса ∆m след корозионно износване и удължение ∆L за образеца подложен на стрес-корозия).

Изводи

Разработен е идеен проект с 3D модел в програма SolidWorks на конструктивен възел от стенд за изпитване на стрес-корозия.

На база разработената конструктивна документация е изработен реален прототип на конструктивния възел, който е част от стенд за провеждане на стрес-корозия (пълзене).

Направен е компютърен якостно-деформационен анализ на най-натоварения елемент от стенда за провеждане на стрес-корозия: лост от 2-ри род.

Разработена е методика за провеждане на стрес-корозия на технологични обекти чрез разработената и проектирана установка. Литература 1. Кючуков Й. „Пластична деформация на металите“, Издателство Техника, 1976г. стр. 109. 2. Василев Л. „Защита на корабите от корозия и обрасване“. Издателство „Техника“, 1970 г. 3. Mirchev Yordan, Pavel Chukachev and Mitko Mihovski, „Methods for evaluation of mechanical

stress condition of materials“, NCTAM 2017 – 13th National Congress on Theoretical and Applied Mechanics, 2018.

4. Mitko M. Mihovski, Yordan N. Mirchev, Pavel H. Chukachev, and Vladimir P. Sergienko, „Assessment of the mechanical stressed state of pipelines according to Russian standards“, AIP Conference Proceedings 1785, 2016.

Bulgarian Society for NDT International Journal “NDT Days” Volume II, Issue 4, Year 2019

ISSN: 2603-4018eISSN: 2603-4646

489

Exploring the Technological Possibilities for 3d Scanning and Computer Simulation of Forging Gears from Steel 45

Tatyana MECHKAROVA, Aneliya STOYANOVA, Georgi ANTONOV

Technical University, Varna, Bulgaria,

e-mails: tatqna13@abv.bg, tatuna10@abv.bg, gea_print@abv.bg Abstract In research of new technological possibilities to study the mechanical properties of forging steel gears, is done 3d scanning and computer simulation of forging gears from steel 45.The results of the computer simulation are compared with measurements of the microhardness of the forging gears from steel 45. Keywords: 3d scanning, computer simulation, forging gears

Изследване технологичните възможности за обемно сканиране и изграждане на компютърен симулативен модел

на щамповани зъбни колела от стомана 45

Татяна МЕЧКАРОВА, Анелия СТОЯНОВА, Георги АНТОНОВ 1. Увод

Зъбните предавки използвани в редукторите на повдигателни съоръжения тип телфери и кранове биха могли да бъдат изработени чрез: леене, металорежеща обработка със ЦПУ или щамповане на изковка. Леенето е най-евтиният от трите метода, а най качествени структурни и механични показатели получаваме след горещо щамповане. Опитно е установено че щампованите зъбни колела имат много по голям ресур на използване от такива получени чрез обработките леене или металорежеща обработка на прокатни материали. Причината е в получаваната структура след трите вида обработки, която придава различни механични характеристики (фиг.1).

а) б) в)

Фигура 1. Форма на структурата при различни обработки на зъбни колела: а)зърна след леене, няма наличие на влакнеста структура;

б) прерязани зърна след металорежеща обработка; в) влакнеста структура след горещо щамповане.

Отлетите зъбни колела се характеризират с множество дефекти които пораждат появата на пукнатини и отслабват якостта на зъбните предавки. Те се получават с най-

490

слаби механични характеристики от трите вида обработки. Металорежещите операции от друга страна прерязват зърната и също водят до предпоставки за бъдещо отчупване и отслойване на зъбите на зъбните колела. Тези недостатъци ги няма при горещото щаповане, тъй като се формира влакнеста структура и запазване целостта на зърната, което ги прави изключително жилави.

Затова при произодството на зъбни колела на натоварени зъбни предавки основно се използва горещо щамповане (фиг.2), тъй като този процес увеличава жилавостта на стоманите включително и на разглежданата в тази статия стомана 45. Освен това стомана 45 позволява последващи термообработки, като подобряване и закаляване с ТВЧ, които допълнително подобряват структурните и механичните и свойства.

Фигура 2. Горещо щамповане на зъбни колела

2. Компютърно симулативен анализ на сканиран триизмерен модел на щампована заготовка.

За извършване на компютърно симулативния анализ на процес горещо щамповане на изковка от стомана 45 (фиг.3), се извърши предварителното и сканиране със 3d скенер (фиг.4-а) и обработка на получения 3d модел с програма AutoCAD(фиг.4-б).

Фигура 3. Изковка на изследвано зъбно колело от стомана 45.

След сканирането на щампованата заготовка с 3d скенера се получава триизмерен модел във формат.obj, който след това може да бъде импортиран в други софтуерни продукти за неговата последваща обработка като графичен обект. Установено е, че директното импортиране, като триизмерен обект в компютърни програми за симулиране на процеси по пластична деформация не е удачно и води до неточности и грешки, тъй като превръщането на сканирания модел под формата на облак от точки в плътен обект е не лека задача. Причината е в невъзможността за генериране на точна мрежа по метод на крайните елементи върху сканираните обекти с масово използваните софтуерни

491

продукти. Затова се налага допълнителната му компютърна обработка в програмен продукт AutoCAD. На база получения двуизмерен модел се изчертават инструментите и се определя необходимия обем метал, а от там и габаритните размери на прокатната заготовка. Така формираните и преобразувани обекти са подходящи входни данни в компютърно симулативнните програми като например този на QForm.

Фигура 4. Компютърни модели на изковката: а) сканиран 3d модел; б) чертеж на изковката в програма AutoCAD.

Фигура 5. Въвеждане на инструментите и цилиндричната заготовка в чертожното поле на програма QForm

Етапи на извършване на компютърна симулация на процес горещо щамповане с руския софтуерен продукт QForm.

− Въвеждане на инструментите и цилиндричната заготовка генерирани с програма AutoCAD в чертожното поле на програма QForm.

− Избор на гранични условия в програма QForm, състоящи се в: материалите на заготовката и инструментите, температура на предварително нагрятата заготовка и начална температура на инструментите, вид на щампова преса и щампови сили.

− Стартиране на симулацията и получаване на резултати за изменение на скоростите и посоката на изтичане на нагрятата заготовка (фиг.7), изменение на температурите на заготовката (фиг.8) и на инструментите (фиг.9), изменение на напреженията и деформациите в заготовката(фиг.10).

Компютърно симулативния анализ дава възможност за симулативно изследване на реалните процеси на пластично течение на метала и разпределение на напреженията по време на процес гореща пластична деформация. Икономическия ефект от това е много голям, тъй като се пести от време и материали при реално производствено проиграване и настройване на режимите на работа.

492

а)

б) в)

Фигура 6. Избор на гранични условия в програма Qform а) Параметри на заготовката; б) Параметри на инструментите; в) Параметри на околната среда

Фигура 7. Изменение на посоката и големината на скоростите.

Фигура 8. Изменение на температурите на заготовката

493

Фигура 9. Изменение на температурите на инструментите

Фигура 10. Изменение на напреженията, възникващи в заготовката

След извършения компютърен симулативен анализ са установени следните

резултати за разглежданите параметри: − скоростите на течение на метала се изменят в зависимост от размера на

деформационните пространства, като скоростните вектори сменят посоката си в местата на чупки и преминавания от едно деформационно пространство в друго. Максималните скорости на изтичане на метала се развиват при финалното затваряне на инструментите, където сечението на свободното пространство между инструментите е малко;

− температурата на предварително нагрятата заготовка в процеса на деформиране нараства, като това се дължи на триенето което се формира между заготовката и инструментите, както и на вътрешното триене между отделните слоеве в структурата на метала на заготовката;

− температурата на инструментите се изменя в зависимост от времето на контакт между предварително нагрятата заготовка и повърхнините в контакт на инструментите, както и от триенето между тях;

494

− напреженията по време на пластичната деформация достигат пик малко след началото на деформацията, след което започват плавно да намаляват в посока от средата към периферията на формиращата се щампа.

3. Заключения и изводи

Навлизането на модерни методи за 3d заснемане на реални образци и детайли като 3d сканиране и 3d фотограметрия позволява бързото и сравнително точното копиране на геометрията и размерите им. Особено за обекти, които са дефектирали, предстои им възстановяване или замяна, а липсва техническа документация за тях.

Използването на симулативни 3d методи за анализ на реални производствени процеси позволява получаване на неограничен брой прогнозни резултати, което е с изключителен икономически ефект, тъй като пести изразходване на допълнителни финанси от реални изпитания.

Получените резултати за скоростите, температурите, напреженията и деформациите от симулативния анализ са адекватни и позволяват тяхното приложение при реални процеси на гореща пластична деформация. Литература 1. Аргиров Я. 3D моделиране на образци от листов материал за определяне на уморна якост

след ГКН. Известия на съюза на учените – Варна, 1, 2015, ISSN 1310-5833, стр.69 2. Аргиров Я. Изследване и уточняване технологичните особености при вакуумна циментация

на зъбни колела от стомана 30ХГТ.Известия на съюза на учените – Варна, 1, 2015, ISSN 1310-5833, стр.81

3. Spasova D., Yordanov K., Mathematical model of the heat interaction between the metal matrix and the reinforcement phase during the production of Metal Matrix Composites, Annual Journal of Technical University of Varna, Bulgaria, 2(1), 2018, pp.1-8.

4. https://www.qform3d.com/

Bulgarian Society for NDT International Journal “NDT Days” Volume II, Issue 4, Year 2019

ISSN: 2603-4018eISSN: 2603-4646

495

Optimization of Fire Truck’s Tanks on the Chassis MAZ-6317 by the Method of Computer Simulation

Vadim KOVTUN1, Sergey KOROTKEVICH2, Yordan MIRCHEV3, Vyacheslav LODNYA4

1 Gomel Branch University of Civil Protection of the Ministry for Emergency Situations of the Republic of

Belarus; Gomel, Belarus, e-mail: vadimkov@yandex.ru 2 University of Civil Protection of the Ministry for Emergency Situations of the Republic of Belarus; Minsk,

Belarus; e-mail: korotkevichsergei@mail.ru 3 Institute of Mechanics of the Bulgarian Academy of Sciences, Sofia, Bulgaria; e-mail: mirchev@imbm.bas.bg

4 Belarusian State University of Transport; Gomel, Belarus; e-mail: lodnja@rambler.ru Abstract Design calculations of the stress-strain state of a 12 m3 fire truck tank based on the MAZ-6317 chassis are presented, taking into account the dynamic loads at the movement. As a result, the dimensional factors influence of the structural elements of a fire truck tank on its operational reliability has been established. In order to optimize the existing structure solutions have been developed. Some results of calculations are given. Keywords: fire truck, tank, optimization, dynamics, design, deformation, acceleration, stress-strain state, computer simulation, stiffeners, movement. 1. Introduction Every day, rescue units face various emergency situations of a natural and man-made nature in their work. Time has a decisive influence on the development of a fire and the degree of caused damage. Statistics show that 98% of the total death toll falls on the initial period of the development of fires and emergencies. For operational arrival of fire rescue units, it is necessary to have a new high-tech equipment or the existing one is to be constantly modernized Therefore, the implementation of measures for updating and modernization of fire rescue equipment is one of the priorities of the Ministry of emergency situations of the Republic of Belarus. A comparative analysis of the number of emergency trips for eliminating the consequences of emergency situations in the Republic of Belarus showed that the main unit involved is a fire truck in which the main element is the tank transporting fire extinguishing fluid [1]. The effectiveness of the use of fire trucks with large capacity tanks is due to the increased tactical capabilities in extinguishing fires in waterless areas and in the settlements poorly equipped with water communications, as well as while extinguishing forest and peat fires. Modern types of vehicles based on the MAZ-6317 chassis are capable of carrying 8-12 tons of water. This is the construction of the tank which has to be in strict compliance with the increased requirements for the strength [2]. As the practice shows, one of the common causes of tank repair is the appearance of leaks [3]. When moving, the fluid oscillations and movement of the tank truck on uneven back roads have cyclical dynamic influence on the tank design, which leads to seal failure due to the cracks in the welds connections of breakwaters with the tank, as well as in the corner welds [4]. One of the ways to solve this problem is a scientifically proved design of the structure, optimization of the installed elements and stiffeners, which is a complex technical task [5].

496

2. Main part In order to ensure the necessary operational reliability of fire truck tanks, a methodological approach has been developed, which allows investigating and evaluating the stress-strain state of tanks for the transport of liquids [6, 7, 8]. The task of dynamic modelling is solved by developing an estimated computer model and applying the experimentally obtained value of the maximum acceleration of oscillations of tested structural elements in the software settings. Using the capabilities of the ANSYS software package, 3D model of 12 m3 fire truck tank based on the MAZ-6317 chassis (Fig. 1) has been developed.

Figure 1. The design of 12 m3 fire truck tank based on the chassis of the MAZ-6317 1 – rear wall of the tank, 2 – side wall of the tank, 3 – bottom of the tank, 4, 5 – breakwaters (internal longitudinal and transverse breakwaters),

6 – stiffeners on the side walls of the tank, 7 – stiffeners on the front and rear walls of the tank,

8 – transverse reinforcement in form of corners, 9 – foam box, 10 – lower longeron

Computer modelling of the fire truck movement and calculations of mechanical tension were carried out with the use of the «Static Structural» module. By the way of initial parameters for calculations the following characteristics were used: geometric dimensions of tank’s details, physicomechanical characteristics of materials and previously measured acceleration magnitude, which arise from the vibration of the structural elements during the vehicle movement. The next mechanical properties of corrosion resistant stainless stil AISI 430 2B were set to the program: module of elasticity E = 206 GPA, Poisson ratio v = 0,3, density ρ = 7700 kg/m3, yield stress σ = 205 MPa, limit of strength σ = 460 MPa [9]. The mesh of computer model contains 58178 knots and 59277 elements. The boundary conditions are arranged so that according to them the design of tank is fixed on the lower longerons. Schemes of hydrostatic loading include density of liquid and the operating force vector depending on different modes: 1 and 2 mode – car movement (vertical force = 9.81×m, central force = 0.4×9.81×m, acting against the course of the movement). Hydrostatic loading of tank including the direction of vector of the operating force at this mode of the movement is shown in Fig. 2. 3 mode – turning right (vertical force = 9.81×m, cross force = 0.4×9.81×m, the acting on the left, central force = 0.4×9.81×m, acting in the direction of movement); 4 mode – emergency braking (vertical force = 9.81×m, central force = 0.7×9.81×m, acting in the direction of movement) [10].

497

Figure 2. Hydrostatic loading of car movement mode

The testing procedure of vibration measurements are described in [6, 7]. Studies were conducted by the «Larson Davis 2900» noise and vibration analyser. In order to obtain the maximum values of the mechanical tension that the tank construction experiences during movement, the calculation was performed for the mode with the highest (in absolute value) fixed acceleration value (a = 25,2 m / s2), which corresponds to the movement of the tank truck on uneven back roads with the speed of 25 ± 5 km / h. Accounting for this value in the «Hydrostatic Acceleration» settings. Taking into account all settings of computer model the calculation is carried out. Analysis of the distribution of equivalent voltage fields according to von Mises distribution allowed determining the areas experiencing the greatest stress-strain state (Fig. 3). These areas correspond to the corner welded joints of the foam box to the front wall of the tank, where σmax = 128 ± 11 MPa; corner welded joints of the lower and front walls of the tank, where σmах = 148 ± 10 MPa; corner welded joints of the front, rear and side walls of the tank, where σmax = 193 ± 14 MPa; corner welds of transverse breakwaters to the side walls of the tank, where σmах = 181 ± 12 MPa. The obtained results correspond to the available information on problem areas in the construction of this tanks type.

Figure 3. Von Mises distribution of equivalent stress fields in the tank design of a fire truck based on the MAZ-6317 chassis:

1 – corner weld of the foam box to the front wall, 2 – corner weld bottom and the front wall, 3 – corner weld of front and side walls, 4 – corner weld of transverse breakwaters to side walls

498

3. Ways to modernize the design As the practise shows, leakages in the tank design of a 12 m3 fire truck based on the MAZ-6317 chassis most often appear in the corner welds of the front, rear and side walls of the tank and in the corner welds of the transverse breakwaters to the side walls of the tank. Based on the results obtained by computer simulation using ANSYS software package, the design calculations for reducing the stress level in these areas are presented (Fig. 4).

Figure 4. Von Mises distribution of equivalent stress fields on the side wall of fire truck tank based on the MAZ-6317 chassis

In order to reduce the estimated von Mises equivalent stress in the corner welds of the front, rear and side walls, it is proposed to reduce the length of the stiffeners on the side walls of the tank, making them without contact with the front and rear walls. A comparative analysis of von Mises equivalent stress calculations is shown in Fig. 5. It was found that the optimum distance from the corner welds of the front, rear and side walls of the tank before the beginning of the stiffeners on its side walls is about 100-110 mm, whereby the stress level will decrease by 36 % (69 ± 7 MPa).

Figure 5. The dependence of the von Mises equivalent stress on the distance between the corner welded joints of the front, rear and side walls and the stiffeners on the side walls of the tank

499

In order to reduce the calculated von Mises equivalent stresses in the corner welds of transverse breakwaters to the side walls of the tank of a fire engine, the optimization of the location of stiffeners on its side walls was carried out. Thus, the optimization of the height of the upper stiffener from H1 = 1400 mm to H2 = 1300 mm helps reduce the resulting von Mises equivalent stresses by 25 % (45 ± 6 MPa) in part «A» of the corner weld of transverse breakwaters to the side walls. At the same time, in part «B» of this welded joint, the growth of stresses is by 12 % (13 ± 3 MPa). A further decrease of the height of the upper stiffener contributes to the critical increase in stresses in the area «B» of the welded joint (Fig. 6).

Figure 6. Dependence of the height of the location of the upper stiffener on the side walls of the tank of a fire truck based on the chassis of the MAZ-6317 on the resulting equivalent von MISES stresses in corner

welded joints of the transverse breakwaters to the side walls

The research to optimize the components of structural elements has significantly reduced the stresses in the control points of the tank structure. The described methodological approach makes it possible to effectively evaluate and predict the operational reliability of the studied structure in a whole as well as its individual elements. Conducting a detailed analysis of the results of computer modelling at the design stage allows evaluating and predicting the state of the calculated structure depending on the different operating modes, and also makes it possible to develop the necessary structural changes [11]. 4. Conclusion A new technique that allows designing elements and components of shell-type structures, in particular, fire-fighting vehicle tanks has been developed. The distinctive feature of the technique is in computer modeling of main operational modes of the target construction including the experimental data by the vibrodiagnostic complex. The results of the calculation make it possible to estimate with high accuracy the influence of dynamic force during the movement of a fire engine on the stress-strain state of the tank structure. There has been established a correlation of the dimensional factor of the structural elements of a 12 m3 tank of a fire engine on the MAZ-6317 chassis on the stress-strain state. The design calculations were carried out in order to reduce mechanical stresses arising during operation. As a result, stiffeners on the wall’s side of the fire engine tank were optimized. Comprehensive practical implementation of the development at the production plant of fire fighting equipment LLC «POZHSNAB», located on the territory of the Republic of Belarus, made it possible to increase the safety margin by 30-35% of tanks with a volume of 12 m3 of fire-fighting vehicles.

500

Acknowledgements The authors are very grateful to Aleksey Vyrskiy, the head of department of the loudspeaker, durability, analytical reliability and Igor Baran, the lead design engineer at JSC «Gomselmash», for the analysis of calculation results of computer 3D models. References 1. V.A. Kazyabo, Y.I. Shavel, I.N. Goncharov, The concept of equipping units for emergency

situations with fire rescue equipment. Sbornik otchotov za 2017 god. Nauchno-issledovatel''skiy institut pozharnoy bezopasnosti i problem chrezvychaynykh situatsiy NAN Belarusi [The collection of reports for 2017. Science-research Institute of fire safety and issues of emergency situation NAS of Belarus], 2017. pp. 4–9 (in Russian).

2. F. Hajdu, R. Kuti, Examination of chaotic vibrations during operation of a fire truck, MAC-EITAI, Prague, 2018, pp. 163–170.

3. T. Kandasamy, S. Rakheja, A.K.W. Ahmed, An Analysis of Baffles Designs for Limiting Fluid Slosh in Partly Filled Tank Trucks, The Open Transportation Journal, 2010, no. 4, pp. 23–32. https://doi.org/10.2174/1874447801004010023

4. G. Litak, M. Borowiec, M. Ali, L.M. Saha, M.I. Friswell, Pulsive feedback control of a quarter car model forced by a road profile, Chaos, Solitons & Fractals, Vol. 33, 2007, pp. 1672–1676. https://doi.org/10.1016/j.chaos.2006.03.008

5. G. G. Karcher, M. Ward, G. Spoelstra. Buckling of cylindrical, thin wall, trailer truck tanks and ASME section XII, 2009, Vol. 1, pp. 363-372. https://doi.org/10.1115/PVP2009-78101

6. V.A. Kovtun, S.G. Korotkevich, V.A. Zharanov, Computer simulation and research of the stress-strain state of fire tank truck construction. Vestnik Universiteta grazhdanskoy zashchity MCHS Belarusi [Bulletin of the University of Civil Protection of the MES of Belarus], 2017, no. 1. pp. 81–90 (in Russian). Available at: http://vestnik.ucp.by/arhiv/pdf/UCP/v2/n1/81.pdf

7. S.G. Korotkevich, V.A. Kovtun, A.N. Vyrskiy, The analysis of the maintainability of grain combines’ technical structures by using modern payment instruments. Vestnik GGTU imeni P.O.Sukhogo [Bulletin GSTU named after P.O. Sukhoi], 2017, no. 4. pp. 10–18 (in Russian). Available at: https://elib.gstu.by/handle/220612/18217

8. A.B. Kaplun, E.M. Morozov, M.A. Olferyeva, ANSYS in the hands of an engineer: A practical guide, Editorial URSS, Moscow, 2004, 272 p. (in Russian).

9. The supplier of corrosion resistant stainless steel in Belarus [Electronic resource] – Mode of access: http://nercom.by/aisi-430/ – Date of access: 27.03.2019.

10. N.I. Bezukhov, Bases of the theory of elasticity, plasticity and creep. Mechanics of a deformable solid body. Textbook. Minsk: High School, 1993, 512 p. (in Russian).

11. M.S. Vysotski, Yu.M. Pleskachevskii, A.O. Shimanovsky, M.G. Kuzniatsova, Provision of road tanker traffic safety on the base of body optimisation. Mechanics of machines, mechanisms and materials, 2012, no.3. pp. 42–148. (in Russian). Available at: https://rep.bntu.by/bitstream/handle/data/17468/%D0%A1.%20142-148.pdf?sequence=1&isAllowed=y