studie van de dynamische breuktaaiheid

Faculteit Ingenieurswetenschappen Vakgroep Mechanische Constructie en Productie Voorzitter: Prof. dr. ir. J. DEGRIECK

Studie van de dynamische breuktaaiheid van moderne stalenDoor Pieter Aelbrecht

Promotoren: Prof. dr. ir. W. DE WAELE en Prof. dr. ir. P. VERLEYSEN

Scriptie ingediend tot het behalen van de academische graad van master in de ingenieurswetenschappen: werktuigkunde-elektrotechniek optie mechanische constructie Academiejaar 2005-2006

DankwoordDeze studie over de dynamische breuktaaiheid van pijpleidingstalen was een boeiende ervaring. Ze bood mij een aangename afwisseling tussen literatuurstudie, experimentele proeven en het uitvoeren van computersimulaties.

Ik wil dan ook in de eerste plaats mijn promotoren Prof. dr. ir. W. De Waele en Prof. dr. ir. P. Verleysen bedanken voor de gelegenheid die ze mij hebben geboden om mij te verdiepen in een thesisonderwerp dat mij uitermate geboeid heeft. Ook de goede begeleiding apprecieer ik ten zeerste.

Uiteraard wil ik ook mijn thesisbegeleider ir. J. Van Slycken bedanken voor zijn constante bijdrage gedurende het jaar en de eindsprint die hij heeft geleverd om de proefresultaten te verwerken. Dank ook aan ir. F. Van Den Abeele wiens deur altijd openstond voor extra vragen aangaande de ABAQUS simulaties.

Ook apprecieer ik enorm de gedrevenheid van L. Van Den Broecke, J. Van Den Bossche, C. Bonne en alle andere medewerkers van Labo Soete om een essentile bijdrage te leveren aan de impacttesten op de Hopkinson opstelling.

Ik wens ir. D. Van Hoecke en T. Marreel te bedanken voor het leveren van het testmateriaal en het ter beschikking stellen van de valtoren opstelling in het onderzoekscentrum van OCAS NV.

Zeer belangrijk vond ik de aangename sfeer in onze klas (BWE3MC) gedurende mijn opleiding. Het was mij dan ook een zr genoegen om S. Chys, A. Noca, F. Robberechts, F. Schelstraete, B. Tavernier, T. Vanden Berghe, D. Vanleene en T. Verbeke beter te leren kennen. P. De Vogelaere en G. Van den Bergh wil ik nog apart bedanken voor de fantastische samenwerking op de Hopkinson opstelling, zowel op organisatorisch als op sociaal vlak.

Tenslotte zou ik mijn vrienden en familie willen bedanken voor hun aanmoedigingen en vriendschap gedurende de laatste jaren. In het bijzonder richt ik mij daarvoor tot mijn broer en mijn ouders, die mij ook in moeilijke perioden ten volle gesteund hebben bij het behalen van mijn diploma.

Toelating tot bruikleenDe auteur geeft de toelating deze scriptie voor consultatie beschikbaar te stellen en delen van de scriptie te kopiren voor persoonlijk gebruik. Elk ander gebruik valt onder de beperkingen van het auteursrecht, in het bijzonder met betrekking tot de verplichting de bron uitdrukkelijk te vermelden bij het aanhalen van resultaten uit deze scriptie.

Gent, 6 juni 2006

Aelbrecht Pieter

Overzicht

Studie van de dynamische breuktaaiheid van pijpleidingstalenAuteur: Promotoren: Begeleider: Vakgroep: Aelbrecht Pieter Prof. dr. ir. W. De Waele en Prof. dr. ir. P. Verleysen Ir. J. Van Slycken Mechanische Constructie en Productie Faculteit Ingenieurswetenschappen Universiteit Gent Academiejaar: 2005-2006

SamenvattingHoofdstuk 1 geeft een algemeen beeld van de uitermate belangrijke pijpleidingsector waarvoor deze thesis van nut is. Om in de meest extreme omstandigheden energie te voorzien en de economie draaiende te houden is hoogwaardig staal voor het aanleggen van duizenden kilometers pijpleiding een must. De veiligheid van deze constructies moet gewaarborgd zijn, ook in de meest extreme gebruiksomstandigheden, zoals bijvoorbeeld aardbevingen. Onderzoek naar de dynamische breuktaaiheid van pijpleidingstaal is dan ook van primordiaal belang.

In hoofdstuk 2 gaan we nader in op het begrip taaiheid. De breukmechanica behandelt deze eigenschap zowel kwalitatief als kwantitatief. Er wordt een beknopt overzicht gegeven van frequent gebruikte beproevingsmethodes om de taaiheidskarakteristieken van een materiaal te evalueren. Bijkomend wordt aandacht geschonken aan proefstukgeometrien en de met taaiheid gerelateerde afgeleide eenheden.

Hoofdstuk 3 beschrijft het werkingsprincipe van de Hopkinson opstelling in labo Soete: de proefopstelling, de uitvoering van de proeven en de verwerking van de proefresultaten. De beproevingsmethode steunt essentieel op golfvoortplantings-verschijnselen. In de eerste paragrafen besteden we aandacht aan de theoretische achtergrond en worden enkele nuttige

formules afgeleid uit de ndimensionale golftheorie. Nadien wordt specifiek nagegaan in welke mate de Hopkinson voldoet om te worden gebruikt voor taaiheidstesten en wat haar eventuele voordelen zijn. Er worden Charpy impact testen uitgevoerd op constructiestaal om de opstelling te optimaliseren en uiteindelijk wordt een pijpleidingstaal met kwaliteit X65 beproefd.

In hoofdstuk 4 wordt een eindige elementen model uitgewerkt van de Hopkinson impactproef op het Charpy proefstuk. De simulatie heeft optimalisatiedoeleinden en dient ook om een beter inzicht te verkrijgen in de experimentele beproevingen met de Hopkinson opstelling. Stap voor stap doorlopen we de opbouw van het model in ABAQUS. Vervolgens worden enkele parameters van de opstelling gewijzigd om hun invloed te bestuderen. Uiteindelijk vergelijken en interpreteren we de simulaties met de echte Hopkinson proeven.

Hoofdstuk 5 beschrijft de taaiheidstesten op de Charpy slaghamer in labo Soete, alsook de impacttesten op de valtoren van OCAS. Daarna worden de testresultaten van deze genormaliseerde impact testen vergeleken met de taaiheidsmetingen op de Hopkinson opstelling.

Hoofdstuk 6 evalueert in welke mate de Hopkinson opstelling geschikt is om Charpy impact testen mee uit te voeren. Enkele probleemaspecten die bleken uit de experimenten en de simulaties komen aan bod. Ook worden er aanbevelingen gegeven om de proefstand te optimaliseren. Een algemeen besluit rond het geheel af.

TrefwoordenCharpy-V, dynamische impact test, Hopkinson, Abaqus, taaiheid

Study of the dynamic fracture toughness of pipeline steels and evaluation of the Hopkinson Charpy impact test in labo SoeteAelbrecht Pieter Supervisors: De Waele Wim, Verleysen Patricia, Van Hoecke Dennis*. Department of Mechanical Construction and Production, Faculty of Engineering, Ghent University, Sint-Pietersnieuwstraat 41,9000 Gent, Belgium.

Abstract When designing welded structures such as pipelines, pressure vessels and storage tanks, the dynamic fracture toughness of the material is an important property. Preventing crack initiation, even in the most extreme conditions is essential. This thesis examines whether the Hopkinson bar setup in labo Soete is suitable to quantify the toughness of a material, specifically steel, in an accurate and reproducible way. Keywords dynamic impact test, fracture toughness, Hopkinson, Charpy-V, steel.

bending tests as well, so taking the next step to Charpy impact tests is a consequent result.Input bar Impactor Charpy Output bar

Fig. 1: schematic representation of the Hopkinson Charpy impact test

I. Introduction The continuing general increase in the worldwide demand for oil and gas presents a major challenge for pipeline operators. To meet this demand the construction of long-distance high capacity pipelines is necessary, often under extreme environmental conditions such as low temperatures, earthquakes, moving foundations, dynamic impacts, Steels for welded structures as pipelines but also storage tanks, pressure vessels, naval constructions and so on are selected with sufficient toughness to prevent initiation of failure. This thesis starts with a brief discussion on dynamic fracture toughness followed by an overview of commonly used impact tests for the evaluation of toughness. The main purpose of this thesis is to verify whether the Split Hopkinson bar setup in labo Soete is capable to verify the dynamic fracture toughness of materials in an accurate and reproducible manner.

Impact tests on construction steel S235 have been executed to optimize the Hopkinson setup, after which the final tests on pipeline steel (grade API X65) took place. Simple strain gage measurements on the input and output bars make it possible to derive the displacements and the velocities of the bar points [1]. A pressure wave i impacts the Charpy specimen. A huge part of the wave reflects (r) on the contact surface between the input bar and the Charpy, while the transmitted pressure wave t goes through.

input bar0,0015

output bar

strain (m/m)

0,001 0,0005 0 -0,0005 -0,001 -0,0015 0 0,5 1 1,5 2

r

i

t2,5 3

time (ms)II. Hopkinson Charpy impact test A. Experimental Testing The Split Hopkinson bar setup in labo Soete has successfully been used for tension and pressure tests. It has recently been optimized to perform three pointFig. 2: incoming (i), reflected (r) and transmitted (t), wave.

The contact force between the bars and the Charpy specimen is also known when the incoming, the reflected and the transmitted waves are measured (equation 1 to 4) [1]. vin = C0 (r i) vuit = -C0 t (1) (2)

.

* D. van Hoecke is with the Physical Testing Department of OCAS NV, John Kennedylaan 3, 9060 Zelzate

Fin = Ain (r + i) E Fuit = -Auit t = Auit t E

(3) (4)

IV. Conclusion The Hopkinson setup in labo Soete certainly is suitable for toughness evaluation of materials, by simple strain gage measurements. Another advantage of the Hopkinson setup is that the impact velocity can be adjusted by varying the pressure in the pressure vessel. Nevertheless some practical improvements can be made in order to optimize the setup for testing extremely tough materials, such as the X65 pipeline steel. In the first place the energy transfer from the impacting bar towards the Charpy specimen needs to be improved. One opportunity to do this is to provide thicker output bars. Because of a bigger inertia effect of these bars, contact between the test piece and the bars will be guaranteed during a much longer period. Even better is the use of a fixed anvil, thus all input energy will be transferred to the Charpy specimen. Absorbed energies of 220 J will be possible instead of the actual maximum of approximately 85 J.fixed anvil60

The input energy and the output energy can be calculated because the contact force between the bars and the Charpy specimen and their displacement are known in function of time. The difference between both energies gives the energy absorbed by the Charpy specimen (equation 5). This specific energy indicates the materials toughness.

Eabs = Fdxin FdxoutB. Finite Element Modelling

(5)

As a comparison with the experimental tests, the finite element software ABAQUS has been used to simulate the dynamic Charpy impact. We make use of the Ramberg-Osgood equations to approximate the material properties. Due to the symmetry of the problem, only a quarter of the setup has been modelled. These simulations give us a better insight in the impact test and allow us to optimize the actual setup.

free output bars

energy (J)

50 40 30 20 10 0 0 0,001 0,002 0,003 0,004 0,005 0,006 0,007

time (s)

Fig. 3: finite element simulation of the impact test

Fig. 5: absorbed energy of a Charpy specimen fixed anvil versus free output bars

III. Correlations with standard toughness tests The toughness values achieved with the Hopkinson Charpy-V impact tests are compared to standard toughness tests on a Charpy pendulum1 and on a drop weight tower2. Comparisons have been made between the test results to verify the accuracy of the toughness values on the Hopkinson setup.

Secondly, standard geometric conditions should be achieved to make correlations between different standard toughness tests. A hardened steel point of the impacting bar can be the solution to approximate the geometry of a standard Charpy hammer. A fixed anvil with exchangeable supports for the test piece is useful to perform impact tests on both standard and subsize specimens. Acknowledgements The author would like to acknowledge the support of the people in labo Soete and OCAS that were involved in the work for this thesis. References [1] P. Verleysen. Doctorate. Academic Year 1998-1999. Experimentele studie en numerieke modellering van het dynamisch gedrag in trek van een al dan niet vezelversterkt quasi-bros materiaal.

Fig. 4: Charpy pendulum and detail of test piece on the anvil1 2

The Charpy pendulum in labo Soete The drop weight tower in OCAS

Inhoudsopgave

Dankwoord

Toelating tot bruikleen

Overzicht

Extended abstract

Inhoudsopgave

Lijst van veel gebruikte symbolen en afkortingen

Hoofdstuk 1 Inleiding

1

1.1 Situering: de pijpleiding 1.1.1 1.1.2 1.1.3 1.1.4 1.1.5 Geschiedenis De pijpleiding als transportmiddel Een stijgende vraag naar energie Extreme omstandigheden: onshore en offshore Ontwikkelingen Moderne staalsoorten Crackarrestors Moderne lastechnieken Verbeterde inspectiemethodes 1.1.6 Falen van pijpleidingen

1 1 2 2 2 4 4 5 6 8 9 10 10 10

1.2 Doelstellingen 1.2.1 1.2.2 Specifieke doelstellingen van de thesis Mogelijke toepassingsgebieden van het onderzoek

Hoofdstuk 2 Breuktaaiheid

12

2.1 Begrippen Taaiheid Initiatie, propagatie en arrest Statisch en dynamisch 2.2 Overzicht van taaiheidsproeven 2.2.1 2.2.2 Doorbraak van de beproevingsmethodes Kleinschalige testen CVN Charpy-V-notch NDTT nil ductility transition temperature test DWTT drop weight tear test DT dynamic tear test CTOD crack tip opening displacement SENB single edge notch bend CT compact tension CTOA crack tip opening angle DCB double cantilever beam 2.2.3 Grootschalige en volle schaal testen EBP explosion bulge proef Robertsonproef CWP curved wide plate testen Volle schaal propagatietest Volle schaal buigproef 2.3 Vergelijkend overzicht

12 13 14 14 15 16 17 18 19 20 21 21 23 24 25 25 26 26 27 29 30 31

Hoofdstuk 3 De Hopkinson opstelling voor taaiheidsproeven

34

3.1 Het principe van de Hopkinson opstelling 3.1.1 3.1.2 3.1.3 3.1.4 3.1.5 Golfvoortplanting in een staaf Opwekken van de golf Principe voor beproeving in druk Principe voor beproeving in trek Principe voor beproeving in buiging

34 34 36 37 38 39

3.1.6

Verwerking van de meetresultaten voor driepuntsbuiging

39 42 42 43 43 45 46 46 46 47 47 47 49 49 50

3.2 De Hopkinson opstelling voor taaiheidsbeproeving 3.2.1 3.2.2 Globaal: overzicht van de set-up In detail: uitlijning en positionering Het proefstuk In- en uitgaande staven De impactor 3.2.3 Enkele aanpassingen, beperkingen en imperfecties Diameter van de uitgaande staven Beperkingen qua proefstukgeometrie Beperkingen betreft belasting Plastische vervorming van de staafpunten Uitlijning Niet-uniforme reksnelheid 3.2.4 Het voordeel voor taaiheidsbeproeving van de Hopkinson opstelling 3.3 Verwerking van de testen 3.3.1 3.3.2 Hogesnelheidsbeelden: fenomenologische beschrijving Rekstrookmetingen en verwerking van de proeven Spanningsgolven Snelheid en verplaatsing Krachtwerking en energieabsorptie Doorbuiging en laterale expansie 3.3.3 3.3.4 Overzicht testen constructiestaal S235 Overzicht testen staal X65

51 51 53 54 55 57 58 59 61

Hoofdstuk 4 Modellering van de impactproef in ABAQUS

64

4.1 Opbouw van het model 4.1.1 4.1.2 Geometrie Materiaaleigenschappen S235 constructiestaal X65 staal

64 65 66 67 67

X80 staal 4.1.3 4.1.4 4.1.5 4.1.6 Randvoorwaarden Belasting Eindige elementen Berekeningen

68 70 72 73 74 75 76 78 80 83 83 84 86 86 86 88

4.2 Verwerking van de simulatieresultaten 4.2.1 4.2.2 4.2.3 4.2.4 Spanningen Verplaatsing en snelheid Krachtwerking en energieabsorptie Overzicht van de simulatieresultaten S235 staal X65 staal 4.3 Invloed van enkele principile aanpassingen 4.3.1 Aanpassingen aan de staven Stalen staven in plaats van aluminium staven Uitgaande staven met diameter 25 mm in plaats van 12,5 mm 4.3.2 Een vast aambeeld in plaats van uitgaande staven Ontwerp aambeeld voor taaiheidsproeven op de

90 91

Hopkinson opstelling Aluminium en stalen staven met huidige puntgeometrie Aluminium en stalen staven met standaard puntgeometrie 4.4 Vergelijken van experiment en simulatie: een kritische noot 93 96 98

Hoofdstuk 5 Charpy impact testen op een slaghamer en een valtoren opstelling

100

5.1 De Charpy slaghamer in labo Soete 5.1.1 5.1.2 Beschrijving van de opstelling Overzicht en bespreking van de impact testen

100 100 101 102 102 105 105

5.2 De valtoren opstelling in OCAS 5.2.1 5.2.2 Beschrijving van de opstelling Overzicht en bespreking van de impact testen Metingen en verwerking van de resultaten

Invloed van de wrijving op de impactsnelheid Invloed van het positioneerstuk Invloed van de valhoogte 5.3 Correlaties tussen de standaard testen en de Hopkinson test

106 109 110 113

Hoofdstuk 6 Evaluatie van de Hopkinson opstelling, optimalisatie richtlijnen om de breuktaaiheid van materialen te testen en algemeen besluit

116

6.1 Evaluatie van de huidige Hopkinson opstelling 6.2 Voorstel voor optimalisatie 6.2.1 6.2.2 6.2.3 6.2.4 6.2.5 6.2.6 6.2.7 6.2.8 Algemene overwegingen Impactor Staven Staafuiteinden Aambeeld Pneumatisch circuit Afschermkap De ideale combinatie samengevat

116 118 118 118 118 120 121 122 123 123 124

6.3 Algemeen besluit

Bijlage A: Sakhalin, een mijlpaal in de pijpleidingenbouw Bijlage B: Faalmogelijkheden van pijpleidingen Bijlage C: De uitdagingen in Alaska Bijlage D: Hopkinson testen op S235 staal Bijlage E: Hopkinson testen op X65 staal Bijlage F: ABAQUS simulaties S235 staal Bijlage G: ABAQUS simulaties X65 staal Bijlage H: Metingen OCAS

125 127 129 130 139 145 153 160

Referentielijst

163

Lijst van veel gebruikte afkortingen en symbolenDe onderstaande lijst bevat een overzicht van veel gebruikte symbolen en afkortingen en geeft een beknopte verklaring. Gevallen die slechts nmalig voorkomen worden in de tekst verklaard.

AfkortingenAPI ASTM BS CMOD CT CTOA CTOD CVN CWE DCB DNV DT EPFM ISO LEFM NDTT NRL OCAS SENB TDCB American Petroleum Institute American Society for Testing and Materials British Standard Crack Mouth Opening Displacement Compact Tension Crack Tip Opening Angle Crack Tip Opening Displacement Charpy-V-Notch Cold Work Embrittlement Double Cantilever Beam Det Norske Veritas Dynamic Tear Elastic Plastic Fracture Mechanics International Organization for Standardization Linear Elastic Fracture Mechanics Nil-Ductility-Temperature Transition U.S. Naval Research Laboratory OnderzoeksCentrum voor Aanwending van Staal Single Edge Notch Bend Tapered Double Cantilever Beam

Symboleni r t Ingaande axiale drukgolf, die naar het proefstuk toe beweegt en het proefstuk dynamisch belast Gedeelte van de ingaande drukgolf i dat weerkaatst na (eventueel meerdere) reflecties op de grensvlakken tussen het proefstuk en de Hopkinson staven Gedeelte van de ingaande drukgolf i dat, na interactie met het proefstuk, doorgelaten wordt Golflengte Cofficint van Poisson De massadichtheid Axiale spanning werkend in een staafdoorsnede

A C E Ediss Erek Ekin Ekin uit Fin Fuit K KIc KId KID KIa LI u v Vin Vuit

Oppervlakte van een staafdoorsnede van de staaf, Voortplantingssnelheid van een longitudinale golf De elasticiteitsmodulus De door plastische vervorming in het proefstuk geabsorbeerde energie De door elastische vervorming in het proefstuk aanwezige energie De kinetische energie die aanwezig is in het proefstuk De kinetische energie die aanwezig is in de uitgangsstaven De contactkracht tussen de ingangsstaaf en het proefstuk De contactkracht tussen het proefstuk en n uitgangsstaaf (of beide) Spanningsintensiteitsfactor Kritische waarde voor statische initiatie taaiheid Kritische waarde voor dynamische initiatie taaiheid Kritische waarde voor propagatie taaiheid Kritische waarde voor crack arrest Lengte van de impactor Axiale verplaatsing Deeltjessnelheid volgens de as van de staaf De snelheid van het impacterende staafuiteinde van de ingangsstaaf De snelheid van de uitgangsstaaf ter hoogte van het staafuiteinde dat initieel contact maakt met het proefstuk e

Xin Xuit Xuit lateraal Z

De axiale verplaatsing van het impacterende staafuiteinde van de ingangsstaaf De axiale verplaatsing van de uitgangsstaaf ter hoogte van het staafuiteinde dat initieel contact maakt met het proefstuk De laterale verplaatsing van de uitgangsstaaf ter hoogte van het staafuiteinde dat initieel contact maakt met het proefstuk De impedantie

Onderschriften en bijschriftenWanneer in de tekst nog andere symbolen staan vermeld met de onderschriften in of uit dan verwijzen deze respectievelijk naar de ingangs- en de uitgangsstaaf. De onderschriften staal en aluminium verwijzen naar de betreffende materialen. Het onderschrift I verwijst specifiek naar de impactor. De termen links en rechts in grafieken verwijzen respectievelijk naar de linkse en de rechtse uitgangsstaaf van de Hopkinson opstelling.

Hoofdstuk 1 InleidingDit inleidende hoofdstuk geeft een algemeen beeld van de uitermate belangrijke pijpleidingsector waarvoor deze thesis van nut is. Om in de meest extreme omstandigheden energie te voorzien en de economie draaiende te houden is hoogwaardig staal voor het aanleggen van duizenden kilometers pijpleiding een must. De veiligheid van deze constructies moet gewaarborgd zijn, ook in de meest extreme gebruiksomstandigheden, zoals bijvoorbeeld aardbevingen. Onderzoek naar de dynamische breuktaaiheid van pijpleidingstaal is dan ook van primordiaal belang. De doelstellingen en het nut van deze thesis worden aan het eind van dit hoofdstuk uiteengezet.

1.1 Situering: de pijpleiding

1.1.1 Geschiedenis

In 1859 boorde kolonel Edwin Drake de eerste commercile olieput in Pennsylvania, USA. Ongeveer twintig jaar later was 80% van de petroleumconsumptie over de hele wereld afkomstig van de olievelden te Pennsylvania. De allereerste olie werd door arbeiders getransporteerd van de olievelden naar de spoorwegen in omgebouwde whiskyvaten. Tot op heden is een barrel (158,9 liter) de maataanduiding waarin olie wordt verhandeld.

Deze transportarbeiders verwierven een regionaal monopolie. Hierdoor bedroeg de prijs om 1 barrel met paard en kar over 8 km te verplaatsen meer dan de volledige vrachtprijs per spoor van Pennsylvania tot New York. Ondanks hardhandige bedreigingen en sabotage bouwde men in 1865 de eerste houten pijpleiding waardoor de transportarbeiders buiten spel werden gezet. Deze pijpleiding was ongeveer 9 mijl (14,48 km) lang, had een diameter van 2 inch (5,08 cm) en kon per dag ongeveer 800 barrels transporteren [1].

Het gebruik van stalen pijpleidingen en het lassen met elektrische boog, gentroduceerd in 1920, vormt de basis voor de huidige techniek van het pijpleggen. Tegenwoordig doet men

Hoofdstuk 1 - Inleiding

1

hierbij beroep op gesofisticeerde (semi-)automatische lastechnieken, zowel voor onshore als offshore toepassingen [2].

1.1.2 De pijpleiding als transportmiddel

Met de komst van de pijpleiding is een transportwijze gentroduceerd waarbij alleen de lading zich verplaatst en geen, of zeer weinig energie verspild wordt aan de voortbeweging van een verkeerstuig. Pijpleidingen zijn een veilige, snelle, milieuvriendelijke en goedkope manier van transport voor grote hoeveelheden water, olie, gas, chemicalin en slurry (vaste stoffen in suspensie).

1.1.3 Een stijgende vraag naar energieWe zijn de 21ste eeuw ingetuimeld en moeten constateren dat de mens materialistischer is ingesteld dan ooit tevoren. Om de technologische evolutie en de behoeften van ieder individu te onderhouden is een nooit geziene vraag naar energie gerezen. De exploitatie van olie- en gasvelden is de laatste decennia dan ook gevolueerd tot een hoogtechnologische industrile sector met grote economische belangen.

De continu stijgende wereldwijde vraag naar gas stelt pijpleidingoperatoren voor grote uitdagingen. Veel van de grootste gasvelden in de wereld die potentieel aantrekkelijk zijn om te ontginnen, liggen in verafgelegen gebieden, ver van de uiteindelijke afzetmarkt. Om aan de vraag te kunnen voldoen is de constructie van hoge capaciteit pijpleidingen over lange afstand een noodzaak. Om voldoende economische return te hebben uit investeringen is het essentieel om de installatiekosten van de pijpleidingen te reduceren. Nieuwe technologische oplossingen dringen zich op.

1.1.4 Extreme omstandigheden: onshore en offshore

Een continue zoektocht naar nieuwe ontginningsgebieden heeft de industrie gestimuleerd om ook in de meest onherbergzame gebieden aan een hoge performantiegraad te


2

voldoen. Het winnen van energie offshore uit zeer diepe wateren (tot 3000 m) vormt een belangrijke technologische uitdaging op het gebied van de uitrusting voor het leggen van de pijpen.

De aanleg van steeds langere transportleidingen onshore vanuit zeer koude streken, door moerasgebieden en aardbevingsgevoelige regios vereist dat de leiding en in het bijzonder de lasverbindingen dusdanig worden ontworpen dat de veiligheid van de installatie ook in extreme omstandigheden van koude en vervorming verzekerd blijft. De aanleg van pijpleidingen in Sakhalin, een eiland voor de oostkust van Rusland, is hier een mooi voorbeeld van (zie bijlage A) [3].

Figuur 1.1: de trans-Alaskapijplijn [4]

De trans-Alaska pijpleiding rijkt van het noordelijk gelegen Prudhoe Bay aan de Arctische ocean, door de Brooks, Alaska, en de Chugachgebergtes, naar Port Valdez aan de zuidkust van de staat. De helft van de 799 mijl lange pijpleiding is begraven en de andere helft rust op de bovengrond om te vermijden dat het smelten van de permafrost kan leiden tot structurele schade aan de pijpleiding en de omgeving. Tot twee miljoen barrels ruwe olie worden dagelijks door pijpleiding met een diameter van vier voet gepompt. Daarbij koelt de olie af van een temperatuur van 49C in Prudhoe Bay tot ongeveer 21C in Port Valdez.


3

1.1.5 Ontwikkelingen

Moderne staalsoortenPijpleidingstalen worden uitgedrukt in X graad. Deze aanduiding komt van de API5L specificatie voor pijpleidingen, die wereldwijd nog steeds het meest gebruikt wordt in de sector. X80 refereert naar de specified minimum yield strength (SMYS) van het pijpleidingstaal gemeten in kilopounds per square inch (ksi). Een X80 staal heeft dus een minimale vloeigrens van 80 ksi of omgerekend ongeveer 555 MPa.

Figuur 1.2: graden van pijpleidingstalen volgens API specificatie en enkele mechanische eigenschappen [5]

Gedurende de laatste 30 jaar is de graad van pijpleidingstaal verhoogd van X52 tot X70 ferriet-perliet staal, dankzij het gebruik van thermo-mechanisch gecontroleerde processen (TMCP) en de reductie van onzuiverheden zoals zwavel en fosforpartikels. Het ontwikkelen van nieuwe HSLA (high strength low alloy) stalen met hogere graden door middel van TMCP gevolgd door versnelde afkoeling heeft geleid tot X80-X100 ferriet-bainiet stalen. De belangrijkste eigenschappen van deze hoogwaardige staalsoorten zijn hun hoge sterkte, voldoende taaiheid (met representatieve fijne korrelstructuur) en goede lasbaarheid (dus laag koolstofequivalent) [6] [7] [8] [9].


4

In delen van Noord-Amerika en Europa is X80 staal nu algemeen aanvaard als een geloofwaardig en betrouwbaar staal. Er zijn dan ook al honderden kilometers hoge druk pijpleidingen met grote diameter gelegd. Sterkere staalsoorten laten dunnere wanden toe. Anderzijds worden ook hogere werkdrukken mogelijk en dus kleinere diameters. Dat heeft repercussies op de totale materiaalhoeveelheid en bijgevolg horen een serieuze reductie van de productie-, de vervoer-, de installatie- en de laskosten tot de mogelijkheden. Deze kosten bepalen in belangrijke mate de economische haalbaarheid van de winning van olie en gas. De voordelen van verdere toename in sterkte hebben de aandacht gevestigd op staalsoorten van de graad X100 en zelfs X120 [10] [11]. Conceptuele ontwerpen hebben aangetoond dat kostenbesparingen van 5 tot 15% kunnen bereikt worden [12].

CrackarrestorsDoor het combineren van microlegeringen en thermomechanisch gecontroleerde walsprocessen is het mogelijk om de moderne hoge sterkte staalsoorten met een hoge taaiheid te produceren. Vooral in Arctische gebieden, waar rijke gassen bij lage

omgevingstemperaturen tot -40 worden getransporteerd is dit van cruciaal belang.

Moderne pijpleidingen worden onderworpen aan werkdrukken tot 80-100 bar aan land en 200 bar offshore [3]. Door de hoge energie-inhoud en de alsmaar extremere omstandigheden zullen ook voor de nieuwste staalsoorten de inherente taaiheidsgrenzen bereikt en overtroffen worden. Door de opgesomde randvoorwaarden bestaat bij falen van een leiding een acuut gevaar van scheurpropagatie. Een aanvankelijk kleine fout kan in een fractie een kilometers lange scheur veroorzaken.

In dergelijke situaties worden crackarrestors gebruikt. Het aantal benodigde crackarrestors is een optimum dat volgt uit de reparatiekosten van een gescheurde pijp en de installatiekosten van een crackarrestor. BP voorspelt dat voor de nieuwe pijpleiding in Alaska het aantal ongeveer n per kilometer zal zijn zie bijlage C [13]. Fig.1.3 illustreert een beveiligingsstrategie om scheurpropagatie te controleren in de trans-Alaska pijpleiding.


5

Figuur 1.3: beveiligingsstrategie tegen scheurpropagatie [14]

Moderne lastechniekenEconomische aspecten, snelheid, productiviteit, precisie en een goede lasafwerking zijn factoren die een drijfveer vormen om ook lastechnieken constant te optimaliseren. Waar vroeger het aan elkaar lassen van buizen uitsluitend met de hand gebeurde, maakt men nu meer gebruik van semi- en volautomatische lasprocessen. Fig.1.4 illustreert een gemechaniseerd orbitaal lasapparaat dat via rails rond de pijp last.


6

Figuur 1.4: automatisch TIG lassen Orbitaal [15]

Momenteel wordt er door de firma Denys in samenwerking met het Belgisch Instituut voor Lastechniek en het labo Soete onderzoek verricht naar frictielassen (Fig.1.5). Wrijvingslassen is een mechanisch lasproces waarbij de nodige warmte voor het lassen verkregen wordt door het tegen elkaar wrijven of roteren van de te verbinden stukken, onder een axiale druk. De traditionele wrijvingslastechniek is ongeschikt voor het lassen van lange stukken (zoals pijpleidingen) die om praktische redenen niet kunnen geroteerd worden. Om pijpleidingen toch te kunnen lassen met de wrijvingslastechniek, werd een nieuwe variant van het wrijvingslasproces ontwikkeld: het Friex-lasproces.

Bij deze nieuwe variant gebruik gemaakt van een tussenschijf - de lasring - welke fungeert als toevoegmateriaal. Dit plaatvormig toevoegmateriaal wordt tussen de twee dwarsdoorsneden van de te verbinden pijpstukken geplaatst. De nodige laswarmte wordt verkregen door de lasring wrijvend te laten roteren tussen de pijpstukken, onder een axiale druk. Deze warmte verhoogt de temperatuur van de scheidingsvlakken zonder de smelttemperatuur te bereiken. Eens de las voldoende is opgewarmd wordt de finale smeeddruk axiaal aangebracht door een explosie, na het stoppen van de roterende lasring [16].

Figuur 1.5: wrijvingslassen voor pijpleidingen [15]


7

Om de snelheid van het lasproces op te voeren en zodoende de kosten te drukken, subsidieert BP onderzoek aan de Cranfield university om een innovatieve lastechniek te ontwikkelen die gekend staat als het dual tandem lassen (Fig.1.6). Conventioneel gemechaniseerd booglassen gebruikt n lasmond en n enkele lasdraad. Tandem lassen daarentegen houdt in dat twee elektrisch gesoleerde lasdraden langs dezelfde lasmond het smeltbad van de las voeden. Single torch tandem betreft n lasmond met twee draden, terwijl dual torch tandem twee lasmonden tegelijkertijd gebruikt. De lasmonden worden op een afstand van 50 tot 100 mm van elkaar geplaatst en smelten daarbij twee lagen lasmateriaal neer bij elke pas [13].

Figuur 1.6: dual tandem welding [13]

Verbeterde inspectiemethodesOndanks de technologische vooruitgang in materialen en lastechnieken blijft de noodzaak om de toelaatbare afmetingen van lasfouten te bepalen. De perfecte las bestaat niet, maar niet alle lasfouten zijn gevaarlijk. Te grote lasfouten brengen de veiligheid van de constructie en de omgeving in het gedrang, terwijl een te strenge houding in het afkeuren van lassen tot tijdsverlies en een aanzienlijke meerkost leidt.

Voor het controleren van pijpleidingen naar lasfouten bestaan er enkele niet-destructieve testmethodes (NDT). Externe inspectietechnieken kunnen fouten aan de oppervlakte visualiseren. Visuele controle, magnetische-partikel-testen en penetrantenonderzoek zijn hier voorbeelden van.


8

Andere inspectietechnieken kunnen ook fouten opsporen onder het oppervlak. De meetuitrustingen vragen soms grote begininvesteringen, maar nadien kunnen proefstukken gemakkelijk tegen lage kost zelfs meerdere keren worden onderzocht. Bij ultrasone testen propageren geluidsgolven door het proefstuk en wordt het gepenetreerde of gereflecteerde signaal genterpreteerd. Radiografische testen gebruiken penetrerende elektromagnetische straling om een beeld van de interne structuur te vormen. Dit is de duurste NDT methode.

1.1.6 Falen van pijpleidingen

Te grote fouten in lassen kunnen te wijten zijn aan slechte materiaaleigenschappen of een ontoereikend lasproces. Voorbeelden van workmanship lasfouten kunnen geometrisch van aard zijn: holten, insluitsels, bindingsfouten (lack of fusion, lack of penetration). De lassen worden dan na inspectie en aan de hand van specifieke foutcriteria en normen afgekeurd [17].

Goedgekeurde constructies kunnen ondanks de zeer strenge kwaliteitseisen echter ook na ingebruikname nog falen. Enkele voorbeelden van agressie zijn interne en externe corrosie, vermoeiing en uitwendige impactbelastingen (explosie, blikseminslag, impact van graafmachines,). Ook foutieve lasherstellingen zijn natuurlijk fataal. In bijlage B (bron:OFFICE OF PIPELINE SAFETY)

wordt met statistieken een overzicht gegeven van mogelijke

faalmechanismen van pijpleidingen en de daaraan verbonden kosten [18].

Figuur 1.7: schadegevallen bij pijpleidingen, economisch en ecologisch een ramp [19]


9

1.2 Doelstellingen

1.2.1 Specifieke doelstellingen van de thesis

o Literatuurstudie over (dynamische) breuktaaiheid o Nagaan in welke mate de Hopkinsonopstelling van labo Soete geschikt is om de dynamische breuktaaiheid van stalen te evalueren. Studie en ombouw van de proefstand. Geschikte proefstukgeometrie nagaan. o Simulaties met behulp van de eindige elementen software ABAQUS dienen om de parameters bij de experimentele uitvoeringen te optimaliseren en om uiteindelijk de testresultaten ook beter te begrijpen en te visualiseren. o Er zullen impacttesten worden uitgevoerd met diverse stalen op de

Hopkinsonopstelling maar ook op de valtorenopstelling in OCAS en op de charpyhamer in labo Soete. Op die manier kunnen de resultaten onderling vergeleken en beter genterpreteerd worden. o Invloed nagaan van de beproevingssnelheid, proefstukafmetingen en kerfgeometrie. Indien mogelijk correlaties definiren.

1.2.2 Mogelijke toepassingsgebieden van het onderzoek

Het ontwerp van grote diameter pijpleidingen uit hoge sterkte staalsoorten wordt een alsmaar grotere uitdaging. Het onderzoeksdomein dat initiatie en propagatie van taaie breuken behandelt, is van groot belang voor het ontwerp van hoge druk pijpleidingen. Maar ook voor andere sectoren is onderzoek betreffende dynamische breuktaaiheid van nut.

Meerbepaald in de nucleaire sector, waar het cruciaal is dat drukvaten en andere installaties niet op een brosse manier falen. Ook in de bouwsector zijn constructies onderhevig aan dynamische impacten en vermoeiing ten gevolge van bijvoorbeeld aardbevingen.

Bij vliegtuigen is scheurinitiatie en -propagatie in de romp een zeer onderzocht schadefenomeen. Dat is ook het geval bij schepen en andere maritieme constructies waar watertemperatuur, golfinslag en corrosie een rol spelen. Een prominent voorbeeld is de


10

materiaalselectie voor onderzeers die bestand moeten zijn tegen lokale vervormingen ten gevolge van explosieve impacten.

In deze thesis wordt specifiek aandacht geschonken aan de pijpleidingsector omdat het labo Soete in dat domein veel innovatief werk heeft verricht.


11

Hoofdstuk 2 BreuktaaiheidIn dit hoofdstuk gaan we nader in op het begrip taaiheid. De breukmechanica benadert deze materiaaleigenschap zowel kwalitatief als kwantitatief. Er wordt een beknopt overzicht gegeven van frequent gebruikte beproevingsmethodes om de taaiheidskarakteristieken van een materiaal te evalueren. Bijkomend schenken we aandacht aan proefstukgeometrien en de met taaiheid gerelateerde afgeleide eenheden.

2.1 BegrippenIn gelaste constructies zoals pijpleidingen bestaan er altijd onvolmaaktheden, een las is nooit perfect. Kleine fouten zijn een bron voor scheurtjes die uiteindelijk tot brosse breuken en falen kunnen leiden als de temperatuur en de belastingscondities daar aanleiding voor zouden geven. Het gebruik van voldoend taai staal met gekende taaiheidseigenschappen is een effectieve methode om brosse breuken te voorkomen.

Er zijn twee principile ontwerpfilosofien om brosse breuken te voorkomen. De eerste is de constructie zo ontwerpen dat scheurinitiatie wordt voorkomen. Dit vereist aanzienlijke inspanningen en garandeert niet dat er geen brosse breuken zullen optreden gedurende de levensduur van de structuur. Dit is zeer zeker het geval voor continu gelaste stalen constructies zoals pijpleidingen, waarin lasscheurtjes, residuele spanningen, brosse zones en spanningsconcentraties bestaan. Vermoeiingsbelastingen en onverwachte impacten kunnen in dergelijke gevallen scheuren veroorzaken.

Een andere aanpak is het gebruik van breuktaaie stalen in een geheelontwerp waar aandacht wordt besteed aan het stoppen van de brosse breuk. Een staal met gepaste structuur en taaiheidseigenschappen is het meest praktische middel om het aantal scheurtjes te reduceren en een propagerende scheur te stoppen. Dit vereist een begrip van vermoeiing, brosse breuk en methodes om de noodzakelijke taaiheid te bepalen voor condities die geassocieerd zijn met de service life van de structuur.

Hoofdstuk 2 - Breuktaaiheid

12

TaaiheidDuctiliteit is de totale vervormingscapaciteit van een materiaal zonder fouten vooraleer er breuk optreedt. Taaiheid is het vermogen van een materiaal om vervorming op te nemen in aanwezigheid van een fout. Onderstaande spannings-rekcurven illustreren deze begrippen.

UTS

YS Brosse breuk Spanning Taaie breuk Ductiliteit Taaiheid Taaiheid

Rek

Figuur 2.1: rode oppervlakte = maat voor opgenomen energie bij brosse en taaie breuk

Taaiheidseigenschappen van metalen worden in hoofdzaak bepaald door de chemische samenstelling, de structuur en de temperatuur. Moderne staalsoorten zijn fijnkorrelig en hebben een hoge zuiverheid. Proefstukgeometrie, uitnamepositie uit het basismateriaal en de belastingsmethode hebben een grote invloed op de gemeten taaiheid. Fig.2.2 illustreert hoe de taaiheid van moderne staalsoorten de laatste decennia is toegenomen.

Figuur 2.2: taaiheidstransitiecurve voor oud en nieuw staal


13

Initiatie, propagatie en arrestTaaiheid kent verschillende facetten. Zo voert men initiatieproeven uit om het gedrag bij het begin van breken te onderzoeken, zowel statisch als dynamisch. Propagatieproeven daarentegen doen vooral onderzoek naar het scheur-stop-gedrag.

Statisch en dynamischOnder dynamische impact gedragen materialen zich anders dan onder statische belastingstoestanden. Met toenemende belastingssnelheid stijgen de vloeigrens en de treksterkte. De vervormingscapaciteit en de breuktaaiheid nemen echter sterk af. Onderstaande Fig.2.3 illustreert voor ferritische stalen op een kwalitatieve manier hoe de transitiecurve naar hogere temperaturen opschuift (de NDT nil ductility temperature1 stijgt). Zo is het mogelijk dat een materiaal dat bij een vooropgestelde gebruikstemperatuur en onder statische belasting taai is toch bros breekt onder dynamische belasting.

Figuur 2.3: Kwalitatief effect van de belastingssnelheid op de breuktaaiheid van ferritische stalen [20]

In het domein van LEFM (linear elastic fracture mechanics) is de KIc test een veelgebruikte beproevingsmethode. De spanningsintensiteitsfactor K legt een kritische waarde vast voor1

De Nil Ductility Temperature is de transitietemperatuur waarbij het breukgedrag van het materiaal volledig bros wordt.


14

ontwerpen met een specifieke belastingstoestand op een materiaal waar een fout in zit. Voor elk van de taaiheidsfacetten bestaat er een bepaalde kritische spanningsintensiteitsfactor:

KIc : kritische waarde voor statische initiatie taaiheid KId : kritische waarde voor dynamische initiatie taaiheid KID : kritische waarde voor propagatie taaiheid KIa : kritische waarde voor crack arrest De Romeinse I staat voor de tensile mode. Fig.2.4 illustreert e bovendien nog eens de invloed van toenemende belastingssnelheid. Bij dynamische impact is de spanningsintensiteitsfactor een stuk kritischer.

LEFM is enkel van toepassing voor lineair elastisch materiaalgedrag, of dus bros falen. Daarom zijn er andere parameters nodig (zoals CTOD, CTOA en J-integraal) voor het evalueren van breuktaaiheid in het domein van Elastic-Plastic Fracture Mechanics (EPFM).

Figuur 2.4: statische en dynamische spanningsintensiteitsfactor in functie van de belastingssnelheid [21]

2.2 Overzicht van taaiheidsproevenOnderstaande tabel geeft een overzicht van de belangrijkste taaiheidsproeven. De indeling is gemaakt op basis van het scheurgedrag: statische of dynamische initiatieproeven en propagatieproeven. Nadien worden enkele beproevingsmethodes meer gellustreerd met extra aandacht voor standaardisatie, proefstukgroottes, uitlezingen en gebruikte eenheden.


15

Deze testmethodes worden achtereenvolgens opgesomd in volgorde van hun proefstukgrootte: kleinschalige, grootschalige en volle-schaal proeven.

Tabel 2.1: Overzicht van de belangrijkste taaiheidsproeven [22]:

Statische initiatieproef o Grootschalige proeven Volle schaal trek- of buigproef (verschillende configuraties) o Breukmechanicaproeven K1c proef CTOD proef 2 Dynamische initiatieproef o Grootschalige proeven Explosietesten (Explosion bulge proef) o Breukmechanicaproeven Dynamische K1d en CTOD proeven o Proeven voor kwaliteitscontrole Charpy-V test Propagatieproef o Grootschalige proeven Robertson test Double tension test Esso test o Explosietesten (Explosion bulge proef) o Proeven voor kwaliteitscontrole Pendulumtest (Charpy en Izod) Valtorentest (NRL3 drop weight) Batelle test (NRL dynamic test)

2.2.1 Doorbraak van de beproevingsmethodesW.S. Pellini was een voortrekker in het ontwikkelen van experimentele methodes betreffende breuktaaiheid. Zijn werk loste het mysterie op van de brosse breuken van T-2 tankers en de Liberty schepen in WO II, waar soms gehele schepen braken in kalm water in de dokken. Zijn werk is nog steeds relevant in industrietakken die te maken hebben met hoog performante schepen, luchtvaart, raketten, pijpleidingsector, De testmethodes ontwikkeld door het Naval Research Laboratory zijn: dynamic tear test, drop-weight nil-ductility transition temperature test, explosion bulge test en explosion tear test.

2 3

CTOD: crack tip opening displacement NRL staat voor het U.S. Naval Research Laboratory


16

Figuur 2.5: brosse breuken in Liberty ships [23]

De maritieme sector is steeds een stuwende kracht geweest in het ontwikkelen van testen die een ontwerp en een materiaalkeuze beogen om preventief breuken te voorkomen. Stilaan werden in de laatste decennia ook specificaties en standaarden ontwikkeld voor fabricageprocessen, materialen, lassen en beproevingsmethodes. ASTM, ISO, API, BS zijn de meest geraadpleegde officile organen die dergelijke specificaties en normen formuleren.

2.2.2 Kleinschalige testenHet hoofddoel van kleinschalige testen is het voorzien van een gestandaardiseerde en goedkope methode, die kan gebruikt worden om de taaiheid van een materiaal te karakteriseren. Enkele van de meest gebruikte testen zijn de Charpy-V-Notch test (CVN), de Nil-Ductility-Temperature Transition test (NDTT), de Dynamic Tear test (DT), de Double Cantilever Beam test (DCB) en de Tapered Double Cantilever Beam test (TDCB).

De CVN, NDTT en DT geven een indirecte weergave van de taaiheid in de vorm van een temperatuursafhankelijke overgangscurve die gewoonlijk is uitgedrukt in termen van geabsorbeerde energie versus temperatuur. Met metingen van de belasting, de rek en de verplaatsing is het mogelijk om met behulp van de breukmechanica de

spanningsintensiteitsfactor te berekenen aan de kerftip. De resultaten zijn niet onmiddellijk relevant maar ze worden gebruikt als kwaliteitscontrole. Ook dienen ze om het brosse breukgevaar te beoordelen als er een gekende correlatie bestaat met grootschalige proeven.


17

CVN Charpy-V-notchHistorisch gezien is uit het onderzoek naar faalmechanismen (cfr Liberty ships) de Charpy V-notch (CVN) impact test algemeen aanvaard als standaard om de taaiheid van staal voor gelaste schepen te evalueren. Det Norske Veritas (DNV) was het eerste geclassificeerde orgaan om in 1954 de CVN impact test te introduceren. Er bestaan behalve de V-kerf ook nog andere kerftypes. Een U-kerf of een sleutelgatkerf geven echter minder kritische taaiheidswaarden.

Bij een kerfslagproef wordt de vervormingsarbeid tot het moment van breken gemeten. De op twee steunpunten opgelegde proefstaaf wordt door een in het midden aangrijpende kracht (de vin van de slaghamer) met een slag op buiging belast. De proefstaafgeometrie, de doorsnede van de hamer en de snelheid waarmee die het proefstuk treft hebben invloed op de resultaten.

De hamer staat in de beginstand op een valhoogte h en heeft dus een potentile energie Wp. Na het wegnemen van de vergrendeling valt de hamer in een slingerbeweging omlaag waarbij in het laagste punt de potentile energie volledig is overgegaan in kinetische energie. De slagarbeid die voor het breken nodig is, wordt aan de hamer onttrokken, waardoor zijn energie afneemt. Bij het doorzwaaien bereikt de hamer niet meer dezelfde hoogte als in de uitgangstoestand, maar slechts de eindhoogte hl. In deze stand heeft de hamer de restenergie Wr. Daaruit wordt de verbruikte slagarbeid berekend. Er bestaan toestellen zie Fig.2.7 - voor het beproeven van hoge sterkte stalen met een impactenergie tot 300 ft-lbs (407 Joule) en impactsnelheid tot 17 ft/s (5,2 m/s) [24].

Figuur 2.6: afmetingen van een standaard charpy-V proefstuk


18

Figuur 2.7: schematische voorstelling van de kerfslagopstelling en pendulum met impactenergie tot 407 J

Een CVN 27 Joule eis is historisch ontstaan bij equilibratie op scheepsplaten. Vanaf deze kritische waarde zie Fig.2.8 stopte de scheur in de beproefde staalplaten. De temperatuur en de chemische samenstelling waren specifiek. Het is duidelijk dat andere omstandigheden ook andere en dikwijls strengere eisen vergen.

Figuur 2.8: historisch ontstaan van CVN 27 J eis in scheepsplaten [22]

NDTT nil ductility transition temperature testDe Pellini drop-weight proef maakt gebruik van eenvoudige prismatische proefstaven. Deze staven zijn speciaal voorbereid om een scheur te creren in het beginstadium van de


19

proef in een oppervlak onderhevig aan trekspanningen. De standaardproefmethode maakt gebruik van een kleine lasrups neergesmolten op het proefstaafoppervlak, met als enig doel te voorzien in een bros materiaal voor de initiatie van een kleine brosse scheur in het eigenlijke materiaal gedurende de proef. In de lasrups wordt een kerf aangebracht die maximaal 1,5 mm breed is. De hoogte van het lasmateriaal boven het proefstaafoppervlak moet 1,8 2,0 mm bedragen (ASTM E208).

Een serie proefstaven wordt onderworpen aan een enkelvoudige stootbelasting bij een veranderlijke temperatuur om de maximum temperatuur vast te leggen waarbij de proefstaaf breekt (Nil Ductility Transition temperatuur). De stootbelasting wordt geleverd door een geleid, vrij vallend gewicht met een energie van 340 J tot 1630 J, afhankelijk van de vloeigrens van het te onderzoeken materiaal.

De proef werd speciaal ontworpen voor het vastleggen van breukinitiatiekarakteristieken van 15,9 mm dikke (5/8) of dikkere materialen. Hij is af te raden voor materialen met geringere dikte, maar de keuze van de geometrie is voor iedere proefstaaf in principe volledig vrij.

Figuur 2.9: proefstukken met lasrups na impact bij T=2C, T=10C en T=17C [22]

DWTT drop weight tear test - DT dynamic tear testImpactbelastingen afkomstig van een valtoren worden toegepast op een ondersteund proefstuk zoals schematisch weergegeven in Fig.2.10. De testen worden uitgevoerd op proefstukken met een verschillende temperatuur en de kinetische energie die breuk veroorzaakt, wordt opgemeten. De gemeten energie versus temperatuur geeft een temperatuur-transitiecurve en dient als kwalitatieve test voor breuktaaiheid. Onderzoek van de scheuroppervlakte naar brosse en ductiel gescheurde zones geeft bijkomende informatie over het breukgedrag.


20

Totale plaatdikte

Figuur 2.10: valtoren met capaciteit van 27800 J [25] en typisch voorbeeld van proefstukafmetingen

Bij dikkere proefstukken is een grotere impactenergie nodig. Momenteel zijn er valtorens met een valgewicht van 454 kg (1000 lbs), variabele impactenergie tot 27800 Joules (20500 ft lb) en een aanpasbare valhoogte met impactsnelheden tot 7,0 m/s (23,0 ft/sec) [25]. Als richtwaarde voor een uitrusting is gevonden dat tot 2800 J nodig is om proefstukken te breken met dikte 1,27 cm ( inch) uit X100 staal met een minimale vloeigrens van 690 MPa (ASTM E 436 74).

CTOD crack tip opening displacementHet doel van de crack tip opening displacement proef bestaat uit het vastleggen van de scheurtipopening of CTOD. De bekomen kritieke waarden zijn een maat voor de weerstand tegen breukinitiatie van het onderzochte materiaal. De CTOD breuktaaiheid is afhankelijk van de beproevingssnelheid en van de beproevingstemperatuur, daarnaast ook van de locatie en orintatie van de proefstaaf en van de aanwezige kerf. Voor twee soorten proefstukken SENB (single edge notch bend) en CT (compact tension) wordt de CTOD test gellustreerd.

SENB single edge notch bendDe CTOD breuktaaiheid wordt hier bepaald op een zijdelings gekerfde proefstaaf (SENB proefstaaf) die belast wordt in driepuntsbuiging.


21

Figuur 2.11: SENB specimen proefstukafmetingen en meting van de scheurtipopening

De proefstaaf wordt voorbereid uit volle wanddikte (met wanddikte = B). Er zijn twee mogelijke proefstaafvormen, namelijk een geprefereerde (met breedte W = 2xB) of een alternatieve proefstaafvorm (W=B). De kerf in de proefstaaf bestaat uit drie delen. Het eerste deel van de kerf is vrij breed en wordt machinaal met een lintzaag aangebracht (de diepte is ongeveer W-14 mm). Het tweede deel van de kerf is veel fijner en is ongeveer 2 mm diep. Dit doet men met een handzaag. Tenslotte wordt een vermoeiingskerf aangebracht zodat de diepte van de kerf a gelijk is aan W/2. Voor de alternatieve proefstaaf bestaat geen gestandaardiseerde kerfdiepte.

Figuur 2.12: afmetingen van de twee standaardproefstukken voor CTOD testen op gelast materiaal [22]


22

Gedurende de buigproef wordt het verloop van de belasting uitgezet in functie van de kerfmondopening. De proef wordt gestopt bij plotse breuk of indien de proefstaaf geen verdere stijging van de belasting meer kan opnemen. Hierna wordt het proefstuk doormidden gebroken en worden de totale kerfdieptes gemeten op evenredig over de proefstaafdikte verdeelde plaatsen. Fig.2.13 illustreert de drie mogelijke faalmodes.

Figuur 2.13: de drie mogelijke faalmodes

De CTOD breuktaaiheidsmeting is een op rek gebaseerde methode die is opgedeeld in een elastische en een plastische bijdrage. Het elastische gedeelte van de CTOD is afgeleid van de spanningsintensiteitsfactor K (gebaseerd op LEFM). De plastische component is afgeleid van de crack mouth opening displacement (CMOD), die wordt opgemeten met een scharnier en in mm wordt uitgedrukt (zie Fig.2.11, Fig.2.13 en Fig.2.14).

CT Compact TensionNog een andere methode waarbij CTOD-metingen worden uitgevoerd, maakt gebruik van CT-proefstaven zie Fig.2.14.

Figuur 2.14: CT specimen proefstukafmetingen en meting van de scheurtipopening [26]


23

Een belangrijk verschil tussen het beproeven van SENB en CT proefstukken is de manier van aanbrengen van de belasting. Bij een SENB test wordt bijvoorbeeld met een eenvoudig valgewicht het proefstuk in driepuntsbuiging belast. Daarentegen is een ingewikkeldere en bijgevolg ook duurdere beproevingsmachine nodig om een CT specimen te belasten in trek ter hoogte van twee scharnierpunten.

CTOA crack tip opening angleIn tegenstelling tot CTOD (in mm) wordt de CTOA in graden gemeten. De CTOA meetmethode maakt gebruik van videobeelden tijdens de test. De directe meetmethode bestaat uit een directe hoekmeting langs de scheuroppervlakken. Een momentopname toont de locatie van de scheurtip, alsook twee punten langs het scheuroppervlak die op enige afstand de hoek bepalen. De indirecte meetmethode maakt gebruik van de gridlijnen langs de scheurtip. De hoek tussen deze lijnen bepaalt de CTOA waarde. Fig.2.15 maakt dit duidelijk.

Figuur 2.15: directe en indirecte CTOA meetmethode

Een CTOA-gebaseerd ontwerpcriterium tegen scheurpropagatie is [27]:

CTOAmax < CTOA waarbij CTOAmax de maat is voor de maximaal mogelijke drijvende kracht om een scheur te propageren. De CTOAmax wordt berekend met de kennis van de dimensies, de materiaaleigenschappen en de werkingsvoorwaarden van bijvoorbeeld een oliepijp. De CTOA is de weerstand van het materiaal. In praktijk zijn dynamische CTOA metingen zeer moeilijk


24

[21]. Meestal wordt deze meting toegepast voor quasi-statische gevallen waarbij dan natuurlijk de dynamische effecten niet in rekening worden gebracht.

DCB double cantelever beamEen DCB proefstuk zoals voorgesteld in Fig.2.16 kan in grote proporties stabiele taaie scheurgroei in een pijpmateriaal induceren. Het proefstuk kan direct uit een pijp gesneden worden en kan zijn curvevorm behouden wanneer het onderworpen wordt aan een directe optische CTOA meting. Een rechthoekig grid vergemakkelijkt de CTOA meting en verhoogt de accuraatheid in vergelijking met alternatieve methodes. De hoofdbronnen van onzekerheid zijn de exacte tiplocatie in de directe methode en de dikte van de gridlijnen in de indirecte methode. Een sleutelfactor om accurate CTOA metingen te bekomen is een goede optische uitrusting.

Figuur 2.15: een DCB proefstuk gedurende een statische CTOA test [27]

2.2.3 Grootschalige en volle schaal testen

Grootschalige testen en volle schaal testen zijn ontwikkeld om breuktaaiheid in rele omstandigheden te onderzoeken. Hierbij worden parameters zo nauwkeurig mogelijk gesimuleerd en zijn de resultaten direct relevant. Bij grootschalige testen wordt de werkelijke dikte gerespecteerd in de proefstukken, zodat de resultaten mits voldoende documentatie een idee geven van het breukgevaar. Testen op ware grootte zijn het betrouwbaarst om het taaiheidsgedrag te onderzoeken maar zij zijn uitermate kostelijk. Grootschalige testen worden


25

meestal samen uitgevoerd met minder dure kleinschalige testen om de correlaties tussen beide te kunnen beschouwen.

EBP Explosion Bulge ProefMet een EBP kan het bros-taai materiaalgedrag onder impactbelasting onderzocht worden. Er wordt een kleine brosse las neergesmolten op platen met een zijde van 14 inch (35,6 cm). De platen worden geplaatst over een cirkelvormige matrijs en dynamisch belast met explosieven, waarna de NDT wordt afgeleid4. Deze full-scale testen zijn zeer nuttig in de maritieme sector.

Figuur 2.16: EBP op HSLA-65 staal met dikte 1,25 inch [28] en EBP op gelast HSLA-100 met dikte 2 inch [29]

RobertsonproefBij de Robertsonproef wordt gezocht naar de voorwaarden van spanning en temperatuur waarbij een scheur in een vlakke plaat, die nassig wordt belast, verder loopt. De scheur wordt gestart in een kerf die lokaal met vloeibare lucht wordt gekoeld. De proef geeft de limietwaarden van de parameters waarbij een breuk al dan niet doorheen de constructie zal lopen.

4

Het afleiden van de NDT gebeurt hier op een analoge wijze als uitgelegd in de paragraaf voor de NDTT test.


26

Figuur 2.18: Links Robertsonproef in uitvoering Rechts Robertsonproef schematisch

CWP Curved Wide Plate TestenVooral door de ontwikkeling van het onderzoek naar lasnaden in pijpleidingen is het belang van curved wide plate (CWP) testen enorm toegenomen. Er worden grotere diktes beproefd (typisch 10-30 mm) en typische proefstukafmetingen zijn: 300-450mm breedte en 750-1000 mm lengte, naargelang de capaciteit van de testmachine. Door te frezen wordt er een artificile kerf aangebracht, die eventueel door vermoeiing wordt aangescherpt.

Figuur 2.17: links uitname van CWP uit gelaste pijpleiding rechts artificile scheur in de las en CMOD meting

Door middel van LVDT meting meet men tijdens deze quasi-statische beproevingstest de crack mouth opening displacement (CMOD). Dit is de varirende afstand tussen de twee pinnen die aan weerszijden van de kerf zijn bevestigd. De pinnen bevinden zich op 8 mm van elkaar en er dient nog rekening te worden gehouden met de elastische rek van het materiaal rond de kerf. In labo Soete worden de proefstukken aan belastingselementen gelast. De


27

huidige servohydraulische trekmachine heeft een capaciteit van 8000 kN. Met behulp van methanol kunnen de wide plates gekoeld worden tot de gewenste belastingstemperatuur.

Figuur 2.20: overzicht van de 8000 kN beproevingsmachine

Figuur 2.21: wide plate wordt gelast aan twee belastings'lugs'

Figuur 2.22: de plaat is bevestigd in de machine en gekoeld met methanol

Van de bovenstaande statische belastingsproef bestaat ook een dynamische variant [28]. Deze testen zijn conservatief voor volle schaal buigproeven. Waar deze wide plates over de gehele doorsnede maximaal worden belast zullen bij een volle schaal buigproef extrema optreden met daartussen neutrale regios waar de spanning verdwijnt. Vanzelfsprekend zijn dergelijke proeven zeer duur, moeten zoals alle functionele proeven soms herhaald worden en zijn alleen mogelijk als zij economisch verantwoord zijn. Hoofdstuk 2 - Breuktaaiheid 28

Volle schaal propagatietestDe testconfiguratie houdt in dat een centrale initiator pijp en vier pijplengten aan elke zijde worden ingegraven. Deze opstelling van ongeveer 100 meter wordt eventueel nog uitgebreid door reservoirs aan elk uiteinde van meer dan 130 meter lang om de gasdecompressie van een lange pijp te simuleren. Zo kan de gereflecteerde akoestische golf de scheurpropagatie niet benvloeden. De pijpen worden aan elkaar gelast met stijgende taaiheid van de initiatiepijp naar de uiteinden toe [11] [12] [14].

Rele condities worden zo nauwkeurig mogelijk nagebootst. In Spadeadam [13] heeft men bijvoorbeeld beproevingen gedaan op een pijp in Alaska-omstandigheden. De pijpleiding was gevuld met een rijk hoogenergetisch gas en gekoeld tot -18C. Crack arrestors werden genstalleerd aan beide uiteinden en de scheur werd genitieerd door detonatie in de initiatiepijp. Dergelijke grootschalige proeven geven een realistisch beeld en relevante informatie betreft: gasdecompressiegedrag scheurpropagatiegedrag crack arrestor performantie evaluatie van de materiaal-, productie- en lasspecificaties

Figuur 2.23: Propagatietest van een X100 pijp in de site van Spadeadam in het noorden van Engeland

Fig.2.24 illustreert de correlaties met de kleinschalige beproevingsmethodes. Uit elk pijpmateriaal werden er stalen genomen waarvan telkens de CVN energie, de DWTT energie en de kritische CTOA waarde werden bepaald.


29

Figuur 2.24: correlaties met kleinschalige testwaarden - CVN, DWTT, CTOAc

Fig. 2.25 illustreert het bekomen scheursnelheidsdiagram bij een full-scale burst test op een pijpleiding met diameter van 36, dikte 16 mm en graad X100.

Figuur 2.18: scheursnelheidsdiagram van propagatietest op X100 pijpleiding

Volle schaal buigproefEen representatieve volle schaal beproeving bij het SwRI5 dient om de buigen knikcapaciteiten na gaan onder typisch realistische belastingen en in aanwezigheid van corrosiescheurtjes. Gedurende de test wordt een interne druk van 35 bar aangebracht alsook een axiale kracht die equivalent is met een temperatuursverandering van 24C. Gebaseerd op een rele corrosiescheur wordt een artificile beschadiging van 38 cm over 15% van de5

Southwest Research Institute


30

pijpwanddikte (gebaseerd op een dikte van 1,27 cm) aangebracht. De pijpsectie met een diameter van 122 cm wordt belast in vier-puntsbuiging totdat de pijp in de beschadigde zone begint te buigen. De graad van buiging en axiale belasting blijven hierna constant terwijl de interne druk stelselmatig wordt opgevoerd tot het moment dat een scheur optreedt in de verdunde sectie [4].

Figuur 2.19: volle schaal buigtest in het SwRi om de invloed van corrosie in pijleidingen bij extreme omstandigheden te testen [4]

2.3 Vergelijkend overzichtDe volgende tabellen geven een vergelijkend overzicht van een aantal beproevingsmethoden met betrekking tot breuktaaiheid. Er wordt een beknopte opsomming gemaakt van enkele gebruikte eenheden, energien, snelheden, afmetingen


31

Tabel 2.2: Vergelijkend overzicht van een aantal beproevingsmethodes:


32

Tabel 2.3: Vergelijkend overzicht van een aantal beproevingsmethodes (vervolg):


33

Hoofdstuk 3 De Hopkinson opstelling voor taaiheidsproevenDit hoofdstuk beschrijft het werkingsprincipe van de Hopkinson opstelling in labo Soete: de proefopstelling, de uitvoering van de proeven en de verwerking van de proefresultaten. De beproevingsmethode steunt essentieel op golfvoortplantingsverschijnselen. In de eerste paragrafen besteden we dan ook aandacht aan de theoretische achtergrond en worden enkele nuttige formules afgeleid uit de ndimensionale golftheorie. Nadien zullen we specifiek nagaan in welke mate de Hopkinson opstelling voldoet om taaiheidstesten op uit te voeren. Er worden optimalisatietesten gedaan op klassiek constructiestaal en uiteindelijk wordt een pijpleidingstaal met kwaliteit X65 beproefd.

3.1

Het principe van de Hopkinson opstelling [31][35]

3.1.1 Golfvoortplanting in een staafEen axiale uniforme spanningsgolf die zich voortplant in een staaf kan ndimensionaal gekarakteriseerd worden door de volgende bewegingsvergelijking. 2u = 2 x t Hierin is:

(3.1)

- u de axiale verplaatsing [m] - x de axiale cordinaat [m] - t de tijd [s] - de axiale spanning [Pa] - de massadichtheid van de staaf [kg/m]

In Fig.3.1 wordt een elementair lengtedeel van de staaf weergegeven.


34

Figuur 3.1: infinitesimaal lengtedeel van de staaf met axiale spanningen en verplaatsingen van de eindvlakken

Voor kleine vervormingen en een lineair elastische staaf met elasticiteitsmodulus E geldt:u x

= E = E

(3.2)

Formule (3.2) gesubstitueerd in formule (3.1) geeft de klassieke golfvergelijking:

E 2u 2u = x 2 t 2

(3.3)

De algemene oplossing van deze vergelijking luidt:U ( x, t ) = f ( x C 0 t ) + g ( x + C 0 t )

(3.4)

De vorm van de golf blijft dus onveranderd en plant zich voort met de snelheid C 0 =

E

.

Uit deze vergelijkingen en de wet van Hooke kan de volgende formule worden afgeleid voor n enkele golf:v ( x, t ) C0

( x, t ) =

(3.5)


35

Het plusteken geldt voor een golf bewegend volgens de negatieve x-as, het minteken voor een golf bewegend volgens de positieve x-as.

Formule (3.5) geeft samen met de wet van Hooke:

=

E v = C 0 v C0

(3.6)

Twee tegengesteld bewegende golven kunnen nvoudig gesuperponeerd worden door in de twee voorgaande uitdrukkingen de rekken en de spanningen van beide golven op te tellen. Hierbij blijven de tekenafspraken gerespecteerd. Dikwijls gebruikt men de impedantie Z om een staaf te beschrijven, met A de sectie en de massadichtheid. Z = AC 0 (3.7)

3.1.2 Opwekken van de golfOm een spanningsgolf in de staaf op te wekken, wordt gebruik gemaakt van een cilindrische impactor (materiaal: ertacetal H met E = 3,2 10 9 en = 1420 kg ) die door een drukvat tegen m3

de staaf wordt versneld. Veronderstel een impactor met lengte LI, impedantie Z I = AI I C I en beginsnelheid v en een ingangsstaaf met impedantie Z = AC 0 . Dan kunnen we de volgende formules afleiden: de amplitude van de opgewekte spanningsgolf

-

A =

ZI Z v ZI + Z

(3.8)

In formule (3.8) komt het minteken voort van het feit dat een snelheid v>0 een drukspanning

studie van de dynamische breuktaaiheid

Documents