Page 133 - Dys

133

цих умов випроб, а отже і від корозійного затуплення вершини тріщини, яким і

обумовлено підвищення значення порогового розмаху K thс при потенціалі

корозії, порівняно із випробами на повітрі. Такий висновок підтверджується і

тим фактом, що значення порогового розмаху K thс при потенціалі катодного

захисту практично аналогічні K th, які отримали за випроб у повітрі.

Водночас для металу обох зон ЗЗ у вихідному стані швидкість росту

корозійно-втомної тріщини практично не зазнає впливу катодної поляризації на

всій ділянці Періса ДВР. Звідси можна зробити висновок, що і основному

металу, і металу шва ЗЗ сталі 17Г1С у вихідному стані властивий високий опір

негативному корозійно-наводнювальному впливу модельного ґрунтового

розчину як за потенціалу корозії, так і за потенціалу катодного захисту

магістральних трубопроводів.

Оскільки і параметри корозійно-циклічної тріщиностійкості за низької

асиметрії циклу навантаження основного металу та металу шва ЗЗ у

вихідному стані за випроб при потенціалі корозії суттєво не відрізняються

від їх параметрів циклічної тріщиностійкості за випроб у повітрі, то можна

зробити висновок, що мікромеханізм руйнування за низької асиметрії циклу

навантаження, принаймні для ЗЗ у вихідному стані, не залежить також від

корозійно-наводнювального впливу модельного ґрунтового розчину за

потенціалу корозії.

Експлуатація ЗЗ також практично не впливає на параметри корозійно-

циклічної тріщиностійкості металу обох досліджених зон у модельному

розчині NS4 за потенціалу корозії за низької асиметрії (рис. 5.10).

Як і у випадку випроб металу неексплуатованого ЗЗ, у припороговій

області навантаження опір ОМ і МШ експлуатованого зварного з’єднання

втомному руйнуванню за випробувань у корозійному середовищі дещо

вищий, ніж у повітрі. Цей ефект можна пояснити, як зазначалося вище,

корозійним затупленням вершини тріщини впродовж часу підготовки

наступного акту приросту тріщини за умови, коли швидкість втомного росту

–9
менша від 3–4∙10 м/цикл.