Обоснование критического значения эквивалента углерода на основе оценки свариваемости сталей для труб класса прочности К65 и К70 тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.02.10, кандидат наук Вышемирский, Дмитрий Евгеньевич

• Вышемирский, Дмитрий Евгеньевич
• кандидат наук
• 2017

Оглавление диссертации кандидат наук Вышемирский, Дмитрий Евгеньевич

ОГЛАВЛЕНИЕ

ВВЕДЕНИЕ

Глава 1. ЛИТЕРАТУРНЫЙ ОБЗОР

1.1. Особенности свариваемости перспективных сталей для строительства магистральных газопроводов

1.1.1. Химический состав высокопрочных трубных сталей

1.1.2. Структурно-фазовый состав высокопрочных сталей

1.2. Анализ расчетных методов оценки свариваемости высокопрочных сталей

1.3. Анализ применяемых технологий сварки продольных и кольцевых стыков магистральных газопроводов

1.4. Заключение по анализу литературного обзора

1.5. Цель и задачи работы

Глава 2. ОЦЕНКА ВЛИЯНИЯ ЛЕГИРУЮЩИХ ЭЛЕМЕНТОВ НА ЗНАЧЕНИЯ ЭКВИВАЛЕНТА УГЛЕРОДА,

ОПРЕДЕЛЕННОГО С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ РАЗЛИЧНЫХ ЗАВИСИМОСТЕЙ

2.1. Выводы по Главе

Глава 3. ОЦЕНКА ВЗАИМОСВЯЗИ ЭКВИВАЛЕНТА УГЛЕРОДА С РЕАКЦИЕЙ СТАЛЕЙ КЛАССА ПРОЧНОСТИ К65 - К70 НА ТЕРМИЧЕСКИЙ ЦИКЛ СВАРКИ

3.1. Анализ сталей, принятых для исследования

3.2. Материал и методика исследования реакции высокопрочных сталей на термический цикл сварки

3.3. Результаты исследования влияния эквивалента углерода на реакцию сталей на термический цикл сварки

3.4. Выводы по Главе

Стр

6

9

16

32

47

48

50

76

77

77

85

Стр.

100

100

Глава 4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ВЛИЯНИЯ ЭКВИВАЛЕНТА УГЛЕРОДА НА СКЛОННОСТЬ К ОБРАЗОВАНИЮ ХОЛОДНЫХ ТРЕЩИН ПРИ СВАРКЕ СТАЛЕЙ КЛАССА ПРОЧНОСТИ К65 - К70

4.1. Материалы и методика исследования

4.2. Результаты исследования

4.3. Выводы по Главе 4 Глава 5. МЕТОДИКА ОПРЕДЕЛЕНИЯ КРИТИЧЕСКОГО ЗНАЧЕНИЯ

ЭКВИВАЛЕНТА УГЛЕРОДА ДЛЯ СТАЛЕЙ КЛАССА ПРОЧНОСТИ К65 - К70, ОБЕСПЕЧИВАЮЩЕГО ЗАДАННЫЙ УРОВЕНЬ МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ В 113 ОКОЛОШОВНОМ УЧАСТКЕ ЗОНЫ ТЕРМИЧЕСКОГО ВЛИЯНИЯ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ ТРУБОПРОВОДОВ И ОТСУТСТВИЕ ХОЛОДНЫХ ТРЕЩИН 5.1. Выводы по Главе

Общие выводы по работе

Литература

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Обоснование критического значения эквивалента углерода на основе оценки свариваемости сталей для труб класса прочности К65 и К70»

ВВЕДЕНИЕ

Успешная реализация современных инновационных проектов, таких как Бованенково-Ухта, Сила Сибири, Сила Сибири - 2, Сахалин-Хабаровск-Владивосток и других неразрывно связана с использованием труб повышенной класса прочности. Это позволяет повысить давление в магистрали и одновременно снизить металлоемкость, сократить расходы на транспортировку и монтаж труб.

В настоящее время все более широкое применение находят трубы класса прочности К60, К65 и К70, а в перспективе и выше, больших диаметров и толщин. Для их производства разработан современный класс материалов, характеризующихся низким содержанием углерода, кремний-марганцевой системой легирования, высокой степенью чистоты по сере и фосфору и микролегированием сильными карбидообразующими элементами: ниобием, ванадием, титаном. Такой химический состав обеспечивает у этой группы сталей низкую склонность к образованию горячих трещин и достаточно высокую - к возникновению холодных трещин. При этом, традиционно используемым металловедческим критерием, ответственным за их образование, является наличие закалочных структур в металле околошовного участка (ОШУ) зоны термического влияние (ЗТВ) сварных соединений.

Важной характеристикой, определяющей влияние химического состава металла на его реакцию на термический цикл сварки, является эквивалент углерода. В зависимости от Сэкв меняются требования к режимам сварки, при которых обеспечиваются требуемые структура и комплекс механических свойств сварных соединений.

Наиболее полно в работах отечественных и зарубежных исследователей, таких как Кузмак Е.М., Шоршоров М.Х., Макаров Э.Л., Гривняк И., Бессио К., Ито К. и других, изучены вопросы свариваемости традиционных низкоуглеродистых сталей с содержанием углерода свыше 0,12%. Предложены зависимости для определения эквиваленты углерода. Рядом нормативных документов установлены его критические значения. Применительно к малоуглеродистым

микролегированным высокопрочным сталям ранее установленные критические значения Сэкв не позволяют достаточно достоверно оценить их реакцию на термический цикл сварки (например, с позиции образования холодных трещин).

Следует также иметь в виду, что высокопрочные стали разных производителей, входящие в один класс или категорию прочности, при примерно одинаковом содержании углерода характеризуются значительным диапазоном величины Сэкв за счет введения дополнительных легирующих элементов и, наоборот, при одинаковых значениях Сэкв содержат весьма различное количество углерода.

На защиту выносятся следующие положения:

1. Результаты исследования особенностей реакции на термический цикл сварки малоуглеродистых микролегированных сильными карбидообразующими элементами высокопрочных сталей с эквивалентом углерода от 0,35 % до 0,54 %.

2. Результаты исследования кинетики полиморфных превращений аустенита в металле околошовного участка зоны термического влияния сварных соединений в широком диапазоне скоростей охлаждения для различных способов сварки труб в интервале содержания углерода от 0,027% до 0,11%.

3. Результаты исследования влияния эквивалента углерода на склонность к образованию холодных трещин при сварке сталей для труб класса прочности К65 и К70.

4. Результаты оценки роли сильных карбидообразующих элементов в структурообразовании при сварке исследованных сталей.

5. Скорректированная зависимость по расчету значения эквивалента углерода сталей для труб классов прочности К65 и К70 и методика для определения его критического значения.

Глава 1. ЛИТЕРАТУРНЫЙ ОБЗОР

1.1. Особенности свариваемости перспективных сталей для строительства

магистральных газопроводов

В ближайшие годы рост мировой добычи нефти и газа будет сопровождаться усложнением условий эксплуатации месторождений [1]. В основном это происходит за счет ввода в эксплуатацию месторождений с коррозионноактивными средами, продвижением добычи в северные регионы, освоением шельфа и сейсмически опасных регионов.

В связи со значительной удаленностью газонефтедобывающих регионов от конечных потребителей углеводородного сырья важная роль в успешном развитии нефтяной и газовой промышленности принадлежит современным технологическим решениям проблемы его транспортировки, среди которых приоритетным становится повышение давлений в трубопроводах. В перспективе трубопроводы высокого давления будут находить все большее применение. Сегодня, в качестве базовых для строительства магистральных газопроводов, являются трубы диаметром 1420 мм с толщиной стенки до 42 мм [2, 3].

Отмеченные выше особенности требуют применения конструкционных материалов, отличающихся высокой прочностью, хладостойкостью, сейсмостойкостью, коррозионной стойкостью, стойкостью к естественному старению, хорошей свариваемостью [4, 5, 6, 7, 8].

В наибольшей степени отмеченным характеристикам соответствуют новые стали для труб класса К65, К70, а в перспективе и выше [9, 10, 11, 12].

В Таблицах 1.1 и 1.2 представлены требования различных нормативных документов к механическим свойствам труб, изготовленных из высокопрочных сталей [13, 14, 15, 16, 17].

Таблица 1.1.

Требования ряда стандартов к механическим свойствам труб из высокопрочных

сталей

Нормативный документ Класс (категория) прочности Временное сопротивлен ие разрыву МПа Предел текучести (00,2), МПа Относительн ое удлинение (55), % Отношение предела текучести к временному сопротивлению разрыву (00,2/ Ов)

Не менее Не более

ГОСТ 2029591 К60 588 412 16 -

СТО Газпром 2-2.1-249-2008 К60 590 485 20 0,90

К65 640 555 18 0,92

ISO 3183 L485 (Х70) 570 485 - 0,93

L555 (Х80) 625 555 - 0,93

L625 (Х90) 695 625 - 0,95

L690 (Х100) 760 690 - 0,97

L830 (Х120) 915 830 - 0,99

API 5L Х70 565 483 - 0,85

Х80 621 555 - 0,89

Х90 695 625 - 0,90

Х100 760 690 - 0,91

Х120 915 830 - 0,91

Таблица 1.2.

Требования по ударной вязкости и доли волокна в изломе, предъявляемые к сварным соединениям труб

из высокопрочных сталей

Нормативный документ Параметры трубопровода и характеристики эксплуатации Минимальная ударная вязкость (KCV), Дж/см2 (Дж) Минимальная доля волокна в изломе, %

Температура испытаний Диаметр, мм Рабочее давление, МПа Класс (категория) прочности

Основной металл Сварное соединение *

ГОСТ 20295 -5 0С 720 - 820 - К60 29,4 19,6 50

СНиП 2.05.06-85 -20 0С или -40 0С 1200 10,0 - 58,8 80

1400 10,0 107,8 85

СТО Газпром 2-2.1-249-2008 -20 0С или -40 0С - - К60 55 50,0 (34,4) 85

К65 70 60,0 (50,0)

СТО Газпром 2.-2.2-358-2009 -20 0С или -40 0С 1000 -1400 Св. 9,8 К65 К70 70 (50,0) -

DNV-OS-F101 ТШП + -10 0С (толщина до 20 мм) ТшП + -20 0С (толщина св.20 мм до 40 мм) - - 485 (К60) (50,0) (50,0) 85

485 F (К60 с дополнительными требованиями) (124,0)

555 (К65) (56,0)

555 F (К65 с дополнительными требованиями) (155,0)

До -60 0С 59,0 39,0

ISO 3183 0 0С 1420 L485 (К60) (54) 40 85

L555 (К65)

API 5L 0 0С 1219 -1422 - Х70 (К60) (54) 40 40

Х80 (К65)

*Для всех сварных швов (только для кольцевых швов, выполненных в монтажных условиях)

Указанные свойства высокопрочных трубных сталей достигаются путем сочетания рационального химического состава и целевого формирования структуры в процессе контролируемой прокатки с ускоренным охлаждением [18, 19, 20, 21, 22].

1.1.1. Химический состав высокопрочных трубных сталей

Отечественными и зарубежными металлургическими компаниями приняты схемы производства высокопрочных трубных сталей, основанные на низкотемпературной прокатке (с завершением в у (у + а) области) и последующем охлаждении на воздухе или ускоренном охлаждении.

В зависимости от требований к основным характеристикам проката, возможности оборудования, и принятой технологии производства, химический состав сталей может изменяться в достаточно широких пределах.

Оптимизации химического состава высокопрочных трубных сталей посвящен целый ряд исследований [8, 22, 23, 24, 25, 26, 27]. В работе [22] представлено сочетание композиций легирования высокопрочных сталей, составленных с учетом технологии их изготовления и обеспечения требуемого структурно-фазового состава, а, следовательно, и свойств труб класса прочности К60-К75 (Таблица 1.3).

Таблица 1.3.

Варианты производства проката классов прочности К60 [22]

Класс прочности Композиция легирования Процесс Толщина, мм Структура

К60 0,08% С; 1,6% Мп; (^Ъ-У-И) Технология контролируемой прокатки в (у-а)-области с охлаждением на воздухе 15,0 -20,0 Феррит с субзеренной структурой и перлит

0,08% С; 1,6% Мп; (^Ъ-У-И) Технология интенсивного ускоренного охлаждения 30, 0 и более Мелкозернистый феррит и бейнит

Класс прочности Композиция легирования Процесс Толщина, мм Структура

0,06% С; 1,65%Мп; Си-№ или Мо или N не более 0,07% Стандартная технология ускоренного охлаждения 26, 0 и менее Бейнит и феррит

0,09% С; 1,65%Мп; 0,45% Б1, ЫЬ-И Технология контролируемой прокатки в (у-а)-области с охлаждением на воздухе 25,8 Феррит и перлит

0,07% С; 1,55%Мп (М-Си-ЫЬ-У) Ускоренное охлаждение из (у-а)-области 18,7 Феррит и бейнит

0,06% С; 1,55%Мп (М-Си-Мо-ЫЬ-У) Ускоренное охлаждение из (у-а)-области 21,6 Феррит и бейнит

К65 0,07%С; 1,85%Мп; 0,30 %Мо; 0,20%№; (0,05%У-0,05%ЫЬ-0,02%И) Контролируемая прокатка с ускоренным охлаждением - Феррит и бейнит

К75 0,07%С; 1,95%Мп; 0,30 %Мо; 0,25%№; 0,25%Си; (0,07%ЫЪ-0,02%ГЛ) Контролируемая прокатка с ускоренным охлаждением (прямая закалка) - Феррит и высокодисперсный бейнит

Как видно из представленных данных (Таблица 1.3), в отличии от традиционных низколегированных трубных сталей, стали нового поколения отличаются гораздо более низким содержанием углерода. В работах Ю.Д. Морозова указывается, что в стали для труб класса прочности К65, полученной с использованием контролируемой прокатки с ускоренным охлаждением, содержание углерода, как правило, составляет 0,04 - 0,07 %. Это оказывает положительное влияние на их хладостойкость и свариваемость (Рис. 1.1) [28].

Температура испытания.

Стали характеризуются относительно высоким содержанием марганца (1,6 - 1,85 %), добавками Mo, Сг, М, Си (в разных сочетаниях) [23]. Эти элементы способствуют торможению распада аустенита в перлитной области и образованию бейнитной составляющей структуры.

Отличительной особенностью рассматриваемых сталей является комплексное микролегирование их карбидообразующими элементами МЬ, Т^ V, суммарное содержание которых составляет примерно 0,15 %. Эти элементы, особенно МЬ, повышают прочностные характеристики и улучшают вязкость, за счет влияния на процессы рекристаллизации аустенита, получения мелкозернистой структуры и дисперсионного упрочнения проката карбонитридами МЬ, Т^ V (Рис. 1.2) [29, 30, 31].

Охлаждение на воздухе Ускоренное охлаждение

Рис. 1.2. Влияние микролегирующих элементов на прочность и вязкость стали при различных способах охлаждения

Следует отметить достаточно высокую чистоту высокопрочных сталей по наличию вредных примесей. Содержание серы в них не превышает 0,015 %, фосфора - 0,025 %. Это ограничивает образование в структуре легкоплавких эвтектик и выделение хрупких фаз. Уровень легирования рассматриваемых сталей ограничивается, главным образом, условием обеспечения их хорошей свариваемости. За критерий свариваемости, как правило, принимают значение эквивалента углерода [7, 32]

Таблица 1.4.

Химический состав труб класс прочности К60 - К70 по данным разных нормативных документов

Нормативный документ Химический состав, %

С Si Mn S P Nb V Ti Al Ni Cr Mo В

Класс прочности К60

0ТТ-08.00-60.30.00- КТН-013-1-04 (2 уровень качества) 0,14 0,160,60 1,85 0,010 0,015 0,08 0,04 0,04 0,020,05 - - - -

DNV-0S-F101 0,12 0,45 1,75 0,010 0,020 0,05 0,10 0,06 0,04 0,50 0,50 0,50 -

ISO 3183 (PSL 1) 0,26 - 1,65 0,030 0,030 < 0,15% - 0,50 0,50 0,15 -

ISO 3183 (PSL 2) 0,12 0,45 1,70 0,015 0,025 < 0,15% - 0,50 0,50 0,50 -

API 5L (PSL 1) 0,26 - 1,65 0,030 0,030 0,06 - - - - -

< 0,15%

API 5L (PSL 2) 0,22 - 1,65 0,015 0,025 0,06 - - - - -

< 0,15%

Класс прочности К65

0ТТ-08.00-60.30.00-КТН-013-1-04 0,07 0,160,40 1,90 0,004 0,010 0,08 0,08 0,05 0,020,05 0,35 0,35 0,25 0,0012

DNV-0S-F101 0,14 0,45 1,85 0,010 0,020 0,05 0,10 0,06 0,04 0,50 0,50 0,050 0,005

ISO 3183 (PSL 2) 0,12 0,45 1,85 0,015 0,025 < 0,15% - 0,50 0,50 1,00

Класс прочности К70

ISO 3183 (PSL 2) 0,10 0,55 2,10 0,010 0,020 < 0,15% - 1,0 0,50 0,50 -

Класс прочности К75

ISO 3183 (PSL 2) 0,10 0,55 2,10 0,010 0,020 < 0,15 - 1,0 0,50 0,50 -

API 5L 0,07 - 1,90 <0,015 < 0,025 0,05 - 0,02 - 0,25 0,30 -

В настоящее время государственными и отраслевыми стандартами для труб из сталей класса прочности К60 включительно установлены критические значения эквивалента углерода 0,43 - 0,46 % (Таблица 1.4). Для стали класса прочности К65 - К70 эти значения находятся на уровне 0,45 % [30].

Таблица 1.5.

Требования нормативных документов к значениям эквивалента углерода сталей для труб классов прочности до К60 включительно

Наименование документа Полное название Регламентированное критическое значение эквивалента углерода

ГОСТ 33228-2015 Трубы стальные сварные общего назначения. Технические условия 0,46

СТО Газпром 2-4.1-713-2013 Технические требования к трубам и соединительным деталей 0,43

СП 42-102-2004 Проектирование и строительство газопроводов из металлических труб 0,46

СНиП 2.05.06-85* Магистральные трубопроводы 0,46

РД 153-006-02 Инструкция по технологии сварки при строительстве и капитальном ремонте магистральных нефтепроводов 0,46

ОТТ 08.00-60.30.00-КТН-013-1-04 Общие технические требования на нефтепроводные трубы большого диаметра 0,43

Таким образом, в условиях ограниченного легирования сталей, высокий уровень механических свойств будет в значительной степени определяться структурно-фазовым составом.

1.1.2. Структурно-фазовый состав высокопрочных сталей

Как показывает мировая практика для сталей с ферритно-перлитной структурой может быть получен комплекс свойств металла на уровне класса прочности К60 [33]. Обеспечение более высокого класса прочности стали (К65, К70 и более) должно базироваться на формировании высокодисперсной ферритно-бейнитной микроструктуры, характеризующейся развитой субструктурой и повышенной плотностью дислокации [29, 30, 34, 35, 36, 37].

Формирование такой структуры обеспечивается в процессе контролируемой прокатки с ускоренным охлаждением. При этом за счет предварительной деформации аустенит, перед распадом, характеризуется наличием большого количества центров зарождения новых фаз при охлаждении [38, 39, 40]. Ускоренное охлаждение способствует сдвигу распада аустенита в область температур образования промежуточных структур. При этом, наличие в твердом растворе, до завершения чистовой прокатки, Т1, V и особенно, ЫЪ способствует превращению аустенита в бейнитной области (Рис. 1.3) [22, 41,42,43].

Для оценки характера фазовых превращений в стали типа К65 при непрерывном охлаждении горячедеформированного аустенита авторами работы [30] построена термокинетическая диаграмма, приведенная на Рис. 1.4.

Время, с

Рис. 1.4. Термокинетическая диаграмма превращения горячедеформированного аустенита при непрерывном охлаждении стали класса прочности К65 (Х80)

Как видно, формирование бейнитной структуры в исследованной стали происходит практически во всем реализуемом интервале скоростей охлаждения. Перлитное превращение подавляется в диапазоне малых (2-3 °С/с) скоростей охлаждения. Ферритное превращение происходит во всем интервале скоростей охлаждения. Следовательно, конечная микроструктура стали будет ферритно-бейнитной.

На Рис. 1.5 приведены фотографии микроструктур ряда сталей для труб класса прочности К60 - К70. Как видно, сталь класса прочности К60 имеет полосчатую ферритно-перлитную структуру с различной дисперсностью ферритно-карбидных участков. Около 60-65 % структуры составляет высокодисперсная ферритная фаза [44]. Стали класса прочности К65 и К70 имеют преимущественно бейнитную структуру с содержанием феррита в количестве 10-15 % и не более 10 % соответственно.

Рис. 1.5. Микроструктура (х500) исследованных сталей класса прочности

К60 (а), К65 (б) и К70 (в)

Таким образом, анализ литературных данных показывает, что сочетание высокой прочности, ударной вязкости, хладостойкости малоуглеродистых низколегированных сильными карбидообразующими элементами сталей для труб класса прочности К65-К70 обеспечивается путем формирования в них высокодисперсной ферритно-бейнитной микроструктуры.

1.2 Анализ расчетных методов оценки свариваемости высокопрочных сталей

Свариваемость является одной из важнейших характеристик сталей, применяемых в сварных конструкция. Согласно ГОСТ 2601 «Сварка металлов. Термины и определения основных понятий» принято следующее определение свариваемости: «Свариваемость - свойство металлов или сочетания металлов образовывать при установленной технологии сварки соединение, отвечающее требованиям, обусловленным конструкцией и эксплуатацией изделия» [45]. Согласно ГОСТ 29273-92 общее определение свариваемости материалов звучит следующим образом: «Металлический материал считается поддающимся сварке до установленной степени при данных процессах и для данной цели, когда сваркой достигается металлическая целостность при соответствующем технологическом процессе, когда свариваемые детали отвечали техническим

требованиям, как в отношении их собственных качеств, так и в отношении их влияния на конструкцию, которую они образуют» [46].

В сварочной практике существует понятие физической и технологической свариваемости. Физическая свариваемость подразумевает возможность получения монолитных сварных соединений с химической связью. Такой свариваемостью обладают практически все технические сплавы и чистые металлы, а также ряд сочетаний металлов с неметаллами.

Технологическая свариваемость - это характеристика металла, определяющая его реакцию на воздействие сварки и способность образовывать сварное соединение с заданными эксплуатационными свойствами. Технологическая свариваемость является одной из важнейших характеристик сталей, применяемых в сварных конструкция. В этом случае свариваемость рассматривается как степень соответствия свойств сварных соединений одноименным свойствам основного металла или их нормативным значениям [7, 38].

Поскольку количество показателей, характеризующих свойства основного металла велико, то свариваемость является комплексной характеристикой, включающей следующие основные показатели:

- реакция металла на термодеформационный цикл сварки, проявляющаяся в склонности к росту зерна, структурным и фазовым изменениям в металле шва и ЗТВ;

- сопротивляемость образованию горячих трещин;

- сопротивляемость образованию холодных трещин;

- соответствие свойств сварного соединения заданным эксплуатационным требованиям по прочности, пластичности, выносливости, ползучести, жаростойкости, жаропрочности, коррозионной стойкости и т.п.

Объектом исследования данной работы является технологическая свариваемость стали, а именно характеристика материала, определяющая его реакцию на воздействие сварки и способность образовывать сварное соединение с заданными эксплуатационными свойствами. С учетом того, что целью работы

является разработка рекомендаций по определению критического значения эквивалента углерода в зависимости от химического состава высокопрочной стали и режимов сварки, основное внимание было уделено оценке реакции металл труб класса прочности К65-К70 на тепловое воздействие различных сварочных процессов.

Данные различных литературных источников [31, 47, 48] показывают, что стали класса прочности К65 и К70 относятся к ограниченно свариваемым сталям, склонным к образованию холодных трещин.

Холодные трещины (ХТ) - локальные хрупкие межкристаллические разрушения материала сварного соединения, возникающие под действием собственных сварочных напряжений. К холодным трещинам относят трещины, возникающие после охлаждения сварного соединения и имеющие блестящий кристаллический излом, без следов высокотемпературного окисления [49].

Механизм образования холодных трещин включает в себя два основных процесса: низкотемпературную ползучесть и диффузионное перераспределение водорода. Низкотемпературная ползучесть реализуется путем микропластической деформации в приграничных зонах зерен, которая обусловлена наличием в структуре свежезакаленной стали незакрепленных, способных к скольжению краевых дислокаций при действии сравнительно невысоких напряжений.

Образование холодных трещин начинается с образования очага разрушения, чаще всего на границе бывших аустенитных зерен металла ОШУ ЗТВ. Разрушение не сопровождается значительной деформацией и относится к практически хрупкому [7, 49, 50].

При образовании ХТ определяющими являются три фактора: наличие закалочных структур; повышенный уровень растягивающих сварочных напряжений первого рода; повышенная концентрация диффузионного водорода в зоне очага зарождения трещины [51, 52].

Склонность к образованию холодных трещин при сварке может выявляться с применением сварочных технологических проб, методов

специализированных механических испытаний сварных образцов («машинные» методы) и расчетных методик. Применение первых двух экспериментальных методов регламентируется ГОСТ 26388, определяющим виды, размеры образцов и испытательных приспособлений, режимы сварки [53].

Применение расчетных методов оценки склонности к возникновению холодных трещин основано на их взаимосвязи с закаливаемостью стали при сварке, которая возрастает с повышением степени легированности стали и насыщением металла шва и ЗТВ водородом [7, 49, 54].

Нашедшие широкое применение параметрические уравнения для определения эквивалента углерода получены на основании анализа структурного фактора и оценивают влияние легирующих элементов на устойчивость аустенита к распаду и положение области мартенситного превращения. Склонность сталей к образованию холодных трещин в значительной степени определяется наличием закалочных структур в металле околошовного участка зоны термического влияния (ОШУ ЗТВ) сварного соединения, а, следовательно, и повышением его твердости. Так как закаливаемость стали при сварке возрастает с повышением степени ее легированности, то склонность к образованию холодных трещин оценивается по значению эквивалента углерода, определить который можно по расчетной зависимости, связывающей химический состав стали с комплексом свойств, определяющих свариваемость через ряд коэффициентов эквивалентности углероду. Значения коэффициентов определяются вкладом конкретного легирующего элемента в уровень рассматриваемого показателя механических свойств, определяющих дальнейшую работоспособность сварного соединения. При этом, чем выше значение прочностных характеристик стали, тем больше закалочных структур в ее составе и тем выше, при прочих равных условиях, склонность к образованию холодных трещин при сварке.

определенной группы сталей. Ниже представлен перечень наиболее используемых зависимостей [7, 31, 32].

^ ^ Мп Сг + Мо + V N + Си ,л

Сэкв = с +-+-+--(1.1)

экв 6 5 15 V У

^ Мп Сг N1 V

Сэкв = С + — +-+ — + —+ — (1.2)

24 4 5 40 14 v у

^ Б! Мп Сг N1 Мо V

сэке = С + — +— + — + —+— + — (1.3)

24 6 5 40 4 14 v у

„ Мп Сг N1 Мо V №

Сэкв = С +-+ — + —+-+ - +— (1.4)

экв 16 23 50 7 9 8 4 7

„ „ Б! Мп + Мо

Сэке = с + — +--(1.5)

экв 75 V 7

„ Мп Сг N + Си Мо V

сккв = С +-+ — +-+-+ — (1.6)

экв 6 20 40 50 10 v у

, Сг + Мо + ЦУ + Т! + Nb) , N1 + Си

сэкв = С + ^ +-^-+ —77— +15■В (1.7)

6 5 15

^ Б! Мп + Си Сг N1 Мо V

сэке = С + — +-+ — + — +-+ — (1.8)

25 16 20 60 40 15 v у

„ Мп Сг Мо V N1

Сэкв = С +-+ — +-+ — + — (1.9)

20 10 10 10 15 4 7

_ 81 N1 Сг + Си + Мп Мо V

Рсм = С + — + — +-+-+ — + 5В (1 10)

30 60 20 15 15 4 7

Наиболее известная зависимость (1.1) для расчета эквивалента углерода принята на XXIV Конгрессе МИС в 1967 году и включена в стандарт £N-1011-2 [55]. Она обеспечивает хорошую корреляцию между склонностью стали к закаливанию при сварке и трещинообразованием.

Российским стандартом (ГОСТ 27772) рекомендуется для оценки углеродных эквивалентов стали зависимость (1.3). Британская сварочная исследовательская ассоциация (BWRA) использует зависимость (1.9).

Для определения значения эквивалента углерода трубных сталей типа Х70, предложены зависимости 1.5-1.7. Зависимость 1.7 включена в нормативные

документы ПАО «Газпром». Для бесперлитных сталей рекомендуется рассчитывать значение эквивалента углерода по зависимости (1.8), (1.9).

Отечественными и зарубежными нормативными документами регламентируются различные критические значения эквивалента углерода. В частности, критическое значение эквивалента углерода, определяемое, например, по ГОСТ 27772, составляет для сталей:

- не склонных к образованию холодных трещин при сварке < 0,4,

- свариваемых с ограничениями Сэкв = 0,4 - 0,45% (в некоторых документах максимальное значение колеблется от 0,43 до 0,47) [54],

- трудно свариваемая сталь - Сэкв больше 0,45%.

При использовании зависимости (1.8) считается, что если:

- Сэкв < 0,4% (в канадском стандарте CSAZ до 0,41%) сталь не склонна к образованию холодных трещин;

- Сэкв = 0,4 - 0,45% - сталь сваривается с ограничениями,

- Сэкв больше 0,45% - трудно свариваемая сталь.

Метод Британской ассоциации (зависимость (1.9) оценивает свариваемость сталей и температуру подогрева при сварке в зависимости от значения Сэкв, вида покрытия электрода и толщины металла.

Следует отметить, что использование приведенных выше зависимостей (1.1-1.9) предполагает ведущую роль структурного фактора в склонности стали к образованию холодных трещин при сварке. Соотношения (1.1 - 1.9) разработаны для расчета значения эквивалента углерода сталей с содержанием углерода 0,1-0,4% [7]. Для сталей с содержанием углерода менее 0,12% рекомендуется рассчитывать эквивалент углерода по зависимости (1.10). При этом его значение не должно превышать 0,25% и 0,23% согласно требованиям API 5L и ISO 3183-3 соответственно [15, 16].

Выражение (1.10) представляет собой составную часть уравнения Ито-Бессио для определения критерия трещинообразования Pw (1.11), разработанного для оценки свариваемости сталей с содержанием углерода от 0,12% [49, 54, 57].

Это уравнение было выведено на основании результатов испытаний на склонность к образованию трещин пробы «Тэккен».

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Вышемирский, Дмитрий Евгеньевич, 2017 год

ЛИТЕРАТУРА

1. Современное состояние и перспективы технологии производства газонефтепроводных труб большого диаметра для трубопроводов на давление до 9,8 Мпа / В.И. Столяров [и др.] // Нефтегазовая вертикаль. 2006. № 13. С. 34-37.

2. СТО Газпром 2-4.1-713-2013. Технические требования к трубам и соединительным деталям. М.: Газпром экспо, 2013. 154 с.

3. Высокопрочные стали для магистральных трубопроводов / В.В. Рыбин [и др.] // Вопросы материаловедения. 2009. № 3. С. 127-137.

4. Конструкционные материалы будущего / Г.А. Филлипов [и др.] // Сталь. 2004. № 8. С. 69-78.

5. Филлипов Г.А., Ливанов О.В., Дмитриев В.Ф. Деградация свойств металлов при длительной эксплуатации магистральных трубопроводов // Сталь. 2003. № 2. С. 84-87.

6. Арабей А.Б., Кношински З.А. Коррозионное растрескивание под напряжением труб магистральных газопроводов: Атлас. М.: Наука, 2006. 105 с.

7. Макаров Э.Л., Якушин Б.Ф. Теория свариваемости сталей и сплавов. М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э.Баумана, 2014. 487 с.

8. Хулка К., Александров С. Перспективные трубные стали для газопроводов // Металлург. 2006. № 3. С. 52-55.

9. Русакова В.В., Лобанова Т.П. Перспективы применения высокопрочных труб категории прочности К65 (Х80) для проектов дальнего транспорта газа // Наука и техника в газовой промышленности. 2009. № 1. С. 4-7.

10. Толстолистовая сталь для газопроводных труб категории прочности Х80 / Белый А.И. [и др.] // Сталь. 2006. № 5. С. 106-110.

11. Asahi H., Hara T., Tsuru E. Development of ultra-high-strength, X120 // Nippon Steel Technical Report. 2006. № 90. P. 82-87.

12. Разработка и промышленное опробование трубной стали повышенной прочности и хладостойкости с преимущественно бейнитной структурой / Л.И. Эфрон [и др.] // Сталь. 2003. № 9. С. 83-87.

13. ГОСТ 20295-85. Трубы стальные сварные для магистральных газонефтепроводов. Технические условия. М.: Изд-во стандартов, 1985. 18 с.

14. СТО Газпром 2-2.1-249-2008. Магистральные газопроводы. М.: ИРЦ Газпром, 2008. 158 с.

15. ISO 3183. Petroleum and natural gas industries - Steel pipe for pipeline transportation systems. International Organization for Standardization, 2007. 152 p.

16. API Specification 5L. Specification for Line Pipe. API Publishing Services, 2012. 192 p.

17. DNV-OS-F101. Submarine Pipeline Systems. Det Norske Veritas AS, 2012.

367 p.

18. Матросов М.Ю. Влияние ускоренного охлаждения после термомеханической обработки на структурообразование и свойства сталей для труб большого диаметра: Автореф. дис. ... канд. техн. наук: 05.16.01. М., 2007. 23 с.

19. Изменение структуры и механических свойств толстолистовой ферритно-бейнитной высокопрочной трубной стали под воздействием термической обработки / М.Ю. Матросов [и др.] // Металловедение и термическая обработка металлов. 2011. № 5. С. 19-24.

20. Исследование микроструктуры микролегированием ниобием стали после различных режимов контролируемой прокатки с ускоренным охлаждением / М.Ю. Матросов [и др.] // Металловедение и термическая обработка металлов. 2008. № 3. С. 44-49.

21. Степанов П.П. Оптимизация структуры и свойств сварного соединения толстостенных газопроводных труб класса прочности Х70 для подводных трубопроводов: Автореф. дис. ... канд. техн. наук: 05.16.01. М., 2011. 24 с.

22. Эфрон Л.И. Металловедение в «большой» металлургии. Трубные стали. М.: Металлургиздат, 2012. 696 с.

23. Современный подход к созданию высокопрочных толстых листовых сталей класса прочности Х80, основанный на получении целевого структурного состояния металла в зависимости от требований к металлу труб: доклад

междунар. конф. / Ю.Д. Морозов [и др.] // Производство, испытания и практическое использование труб большого диаметра категорий прочности X90/X90: Сб. докладов (Москва, 6-8 апреля 2011 г.). М.: Металлургиздат, 2013. С. 32-44.

24. Улучшение свариваемости стали для толстостенных газопроводных труб большого диаметра путем оптимизации химического состава / П.П. Степанов [и др.] // Металлург. 2010. № 11. С. 62-67.

25. Effects of molybdenum and vanadium addition on tensile and charpy impact properties of API X70 line-pipe steels / Y.M. Kim [et al.] // Metall. Mater. Trans. A. 2007. Vol. 38A, № 8. P. 1731-1742.

26. Metallurgical design of ultra-high-strength steels for gas pipeline / J.K. Koo [et al.] // Proc. 13th Intern. Offshore and Polar Engineering Conf. (May 25-30), 2003. USA. 2003. P. 10-18.

27. Ишикава Н., Окатцу М., Кондо Д. Разработка высокопрочных труб для магистральных трубопроводов, рассчитанных на эксплуатацию в тяжелых геолого-климатических условиях // Наука и техника в газовой промышленности. 2009. № 1. С. 92-99.

28. Бординьон П. Разработка и применение высокопрочных высоковязких трубных сталей класса прочности до Х80, с концепцией высокотемпературной обработки. Производство, испытания и практическое использование труб большого диаметра категории прочности Х80/Х90 // Производство, испытания и практическое использование труб большого диаметра категорий прочности X90/X90: Сб. докладов (Москва, 6-8 апреля 2011 г.). М.: Металлургиздат, 2013. С. 14-31.

29. Высокопрочные трубные стали нового поколения с ферритно-бейнитной структурой / М.Ю. Матросов [и др.] // Металлург. 2008. № 8. С. 3942.

30. Разработка и промышленное опробование производства стали для труб класса прочности К65 (Х80) газопровода «Бованенково-Ухта» / М.Ю. Матросов

[и др.] // Проблемы черной металлургии и материаловедения. 2010. № 3. С. 3341.

31. Традиционные и перспективные стали для строительства магистральных газонефтепроводов / Л.А. Ефименко [и др.]. М.: Логос, 2011. 316 с.

32. Теория сварочных процессов: учебник для вузов / А.В. Коновалов [и др.]; Под ред. В.М.Неровного. М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э.Баумана, 2007. 752 с.

33. Кантор М.М., Боженов В.А. Материаловедческое обеспечение долговечности магистральных трубопроводов // Сталь. 2010. № 4. С. 80-84.

34. Изменение структуры высокопрочной трубной стали класса прочности К70-К80 при варьировании режимов высокотемпературного отпуска после термомеханической обработки / О.В. Сыч [и др.] // Вопросы материаловедения. 2011. № 1. С. 89-99.

35. Acicular ferritic microstructure of a low-carbon Mn-Mo-Nb microalloyed pipeline steel / F. Xiao [et al.] // Materials Characterization. 2005. Vol. 54, № 4/5. P. 305-314.

36. Effects of alloying on the microstructure and mechanical properties of high strength plate steels / I. Yakubtsov [et al.] // 44th Mechanical Working and Steel Processing Conference. (Sep. 8-11), 2002. USA: Proceedings. 2002. P. 1175-1186.

37. Zajac S., Schwinn W., Tacke K.-H. Characterisation and quantification of complex bainitic microstructures in high and ultra-high strength linepipe steels // Material Science Forum. 2005. Vols. 500-501. P. 387-394.

38. Ефименко Л.А., Прыгаев А.К., Елагина О.Ю. Металловедение и термическая обработка сварных соединений: Учебное пособие. М.: Логос, 2007. 456 с.

39. Настич С.Ю. Разработка технологии термомеханической обработки полосового и листового проката из низколегированной стали на основе управления формированием ферритно-бейнитной структуры: Автореф. дис. ... д-ра техн. наук: 05.16.01. М., 2013. 46 с.

40. Влияние термической обработки на механические свойства и структуру высокопрочных трубных сталей с ферритно-бейнитной структурой / М.Ю. Матросов [и др.] // Металлург. 2011. № 8. С. 54-58.

41. Weldability of Niobium-Containing High-Strength Steel for Pipelines / I.I. Frantov [et al.] // Welding Journal. 2014. Vol. 93, № 1. P. 23-29.

42. Уткин И.Ю. Роль микролегирующих элементов в формировании свойств зоны термического влияния при сварке магистральных труб большого диаметра: Автореф. дис. ... канд. техн. наук: 05.16.01. М., 2016. 24 с.

43. Yakubtsov I.A., Boyd J.D. Bainite transformation during continuous cooling of low carbon microalloyed steel // Materials Science and Technology. 2001. Vol. 17, № 3. P. 296-301.

44. Efimenko L.A. Methodological fundamentals of the evaluation of the weldability of structural materials using oil and gas pipes as an example // Welding International. 2014. Vol. 20, № 9. P. 727-731.

45. ГОСТ 2601-84. Сварка металлов. Термины и определения основных понятий. М.: Изд-во стандартов, 1984. 57 с.

46. ГОСТ 29273-92. Свариваемость. Определение. М.: Изд-во стандартов, 1992. 3 с.

47. Свариваемость высокопрочных трубных сталей для газопроводных труб большого диаметра / В.И. Столяров [и др.] // Проблемы черной металлургии и материаловедения. 2008. № 3. С. 39-47.

48. Ефименко Л.А., Елагина О.Ю., Вышемирский Е.М. Исследование свариваемости высокопрочных трубных сталей категории прочности Х80 // Сварочное производство. 2009. № 2. С. 3-7.

49. Макаров Э.Л. Холодные трещины при сварке легированных сталей. М.: Машиностроение, 1981. 247 с.

50. Горицкий В.М. Диагностика металлов. М.: Металлургиздат, 2004.

408 с.

51. Лившиц Л.С., Хакимов А.Н. Металловедение сварки и термическая обработка сварных соединений. М.: Машиностроение, 1989. 334 с.

52. Сажаев А.А. Разработка экспериментально-расчетной методики оценки и свойств ЗТВ многослойных сварных соединений конструкционных легированных сталей: дис. ... канд. техн. наук: 05.03.06. М., 2000. 133 с.

53. ГОСТ 26388-84. Соединения сварные. Методы испытаний на сопротивляемость образованию холодных трещин при сварке плавлением. М.: Изд-во стандартов, 1984. 24 с.

54. Сварка и свариваемые материалы: справочник в 3 т. Т.1: Свариваемость материалов / Под ред. Э.Л. Макарова. М.: Металлургия, 1991. 527 с.

55. BS EN 1011-2-2001. Welding - Recommendation for welding of metallic materials: - Part 2: Arc welding of ferritic steels. British Standards Institution, 2001. 62 p.

56. ГОСТ 27772-88. Прокат для строительных стальных конструкций. Общие технические условия. М.: Изд-во стандартов, 1988. 18 с.

57. Suzuki H. Cold cracking and its prevention in steel welding // Transactions of the Japan Welding Society. 1979. Vol. 10, № 2. P. 10-19.

58. Георгиев М.Н. Вязкость малоуглеродистых сталей. М.: Металлургия,

1973. 224 с.

59. Гривняк И. Свариваемость современных высокопрочных сталей: доклад // Конф. Сварка и родственные технологии в - XXI век. Киев. 1998. С. 4155.

60. Лебедев Б.Д. Диаграмма для определения структуры околошовной зоны углеродистых и низколегированных сталей // Сварочное производство.

1974. № 7. С. 55-56.

61. Лебедев Б.Д. Бейнитно-мартенситные структуры в металле низколегированных швов // Сварочное производство. 1974. № 10. С. 16-17.

62. Лебедев Б.Д. Структурная диаграмма ЗТВ низколегированных сталей при малой длительности охлаждения // Сварочное производство. 2004. № 12. С. 4-6.

63. Metallographic incestigation of M-A constituent / H. Okada [et al.] // Quarterly J. Japan Weld. Soc. 1994. Vol. 12, № 2. P. 236-242.

64. Лебедев Б.Д. Влияние длительности охлаждения ЗТВ на эквивалент углерода // Сварочное производство. 1997. № 10. С. 16-17.

65. Коновалов А.В. Разработка элементов теории и технологических путей обеспечения свариваемости низколегированных сталей при многослойной сварке с использованием компьютерного моделирования: дис. ... д-ра техн. наук: 05.03.06. М., 2005. 411 с.

66. Ito Y., Bessyo K. Cracking parameter of high strength steels related to heat affected zone cracking // Quarterly J. Japan Weld. Soc. 1968. Vol. 37, № 9. P. 983991.

67. Башмаков В.Е. Свойства сварных соединений высокопрочных низколегированных сталей 16Г2АФ сварных соединений // Сварочное производство. 1983. № 4. С. 21-23.

68. Касаткин О.Г., Мусияченко В.Ф. Расчет режима сварки высокопрочной низколегированной стали // Автоматическая сварка. 1977. № 10. С. 1-5.

69. Макаров Э.Л., Коновалов А.В. Система компьютерного анализа свариваемости и технологии сварки легированных сталей // Сварочное производство. 1995. № 3. С. 6.

70. Компьютерное проектирование и подготовка производства сварных конструкций: учеб. пособие для вузов / О.Г. Касаткин [и др.]; Под ред. С.А.Куркина, В.М.Ховова. М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э.Баумана, 2002. 464 с.

71. Макаров Э.Л., Коновалов А.В. Система компьютерного анализа свариваемости и технологии сварки конструкционных легированных сталей // Сварочное производство. 1995. № 3. С. 6-9.

72. Куркин А.С., Макаров Э.Л. Программный комплекс «Сварка» — инструмент для решения практических задач сварочного производства // Сварка и диагностика. 2010. № 1. С. 18-24.

73. Розанов Д.С. Расчетное обоснование режимов послесварочного нагрева при сварке крупногабаритных оболочковых сварных конструкций в энергетическом машиностроении // Сварка и диагностика. 2011. № 3. С. 47-49.

74. СТО Газпром 2-2.2-136-2007. Инструкция по технологиям сварки при строительстве и ремонте промысловых и магистральных газопроводов. Часть I. М.: ИРЦ Газпром, 2007. 248 с.

75. Ефименко Л.А., Елагина О.Ю., Вышемирский Е.М. Расчет параметров режима сварки кольцевых стыков газопроводов из высокопрочной стали Х80 // Химическое и нефтегазовое машиностроение. 2008. № 11. С. 47-48.

76. Гудремон Э. Специальные стали. Т.1; Пер. с нем. А.С. Займовского. М.: Металлургиздат, 1959. 952 с.

77. Лившиц Л.С., Гринберг Н.А., Куркумелли В.И. Основы легирования наплавленного металла. Абразивный износ. М.: Машиностроение, 1969. 186 с.

78. Тот Л. Карбиды и нитриды переходных металлов; Пер. Л.Б. Дубровской. М.:Металлургия. 1974. 296 с.

отзыв

научного руководителя о работе аспиранта Вышемирского Д.Е. над диссертацией на тему «Обоснование критического значения эквивалента

углерода на основе оценки свариваемости сталей для труб класса прочности К65 и К70», представленной на соискание ученой степени кандидата технических наук по специальности 05.02.10 - «Сварка, родственные процессы и технологии»

Вышемирский Дмитрий Евгеньевич в 2012 году окончил Российский Государственный Университет нефти и газа имени И.М. Губкина и получил диплом магистра техники и технологии по направлению «Технологические машины и оборудование». В ноябре 2012 года Вышемирский Д.Е. поступил в очную аспирантуру на кафедру «Сварка и мониторинг нефтегазовых технологий».

Обучаясь в аспирантуре (2012-2016гг.) диссертант проявлял творческий подход к научно-исследовательской деятельности, успешно сочетая теоретические и экспериментальные способы исследования, а также применяя современные методы компьютерного моделирования. Освоил комплекс сложного оборудования и современных методик по оценке структуры и свойств сварных соединений.

Результаты исследований, выполненных в рамках диссертационной работы, Вышемирский Д.Е. неоднократно представлял на научно-технических конференциях и путем публикаций в научных журналах, в том числе рекомендованных Высшей аттестационной комиссией при Министерстве образования и науки Российской Федерации. В 2016 году он участвовал в международном конкурсе научных, научно-технических и инновационных разработок, направленных на развитие топливно-энергетической и добывающей отрасли и был награжден дипломом лауреата первой премии.

Считаю, что по научной квалификации и результатам диссертационной работы Вышемирский Д.Е. проявил себя как самостоятельный, инициативный и квалифицированный специалист, что дает мне основание рекомендовать его кандидатуру для присуждения ученой степени кандидата технических наук.

Научный руководитель, д.т.н., профессор кафедры «Сварка и мониторинг нефтегазовых сооружений» РГУ нефти и газа (НИУ) имени И.М. Губкина ^^

а

Л.А. Ефименко