Разработка комплексной технологии термической обработки сварных соединений крупногабаритных изделий из хромомолибденованадиевой стали тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.16.01, кандидат наук Боровской Александр Сергеевич

• Боровской Александр Сергеевич
• кандидат наук
• 2019

Оглавление диссертации кандидат наук Боровской Александр Сергеевич

ВВЕДЕНИЕ

Глава 1. Влияние температуры сварки и послесварочной термической обработки на структуру и свойства сварных соединений конструкционных хромомолибденованадиевых сталей (обзор)

1.1 История вопроса

1.2 Основные требования к свойствам стали 2,25Сг-1Мо-У

1.3 Принципы легирования 2,25Сг-1Мо-У стали

1.4 Особенности послесварочной термической обработки сварных соединений корпусов нефтехимических реакторов из 2,25Cr-1Mo-V стали

1.5 Основные способы и типичные температурные режимы выполнения сварных соединений корпусов реакторов из хромомолибденованадиевой стали

1.6 Дефекты сварных соединений, причины образования. Способы борьбы

с образованием дефектов в сварных соединениях 2,25Сг- 1Мо-У стали

1.6.1 Холодные трещины

1.6.1.1 Влияние водорода на технологические и механические свойства сварных соединений хромомолибденовой стали

1.6.1.2 Обзор моделей водородного охрупчивания металла

1.6.1.3 Влияние структуры стали повышенной прочности на сопротивляемость водородному охрупчиванию

1.6.2 Трещины повторного нагрева (ТПН). Обзор существующих методов определения склонности к ТПН

1.7 Технологические сложности при изготовлении сварных соединений крупногабаритных сосудов из 2,25Сг-1Мо-У стали повышенной прочности

1.8 Случаи разрушения сварных соединений из 2,25Сг-1Мо-У стали

1.9 Выводы по главе

Глава 2. Материалы и методики исследований

2.1 Исследуемые материалы

2.2 Исследования с использованием стандартных методов

2.2.1 Химический анализ

2.2.2 Определение механических свойств

2.2.3 Испытания на длительную прочность

2.2.4 Металлографические исследования

2.3 Специальные методы исследования

2.3.1 Дилатометрические исследования

2.3.2 Определение стойкости против теплового охрупчивания

2.3.3 Химический и рентгеноструктурный анализ карбидной фазы

2.3.4 Микрофрактографическое исследование

2.3.5 Физическое моделирование процесса образования трещин повторного нагрева

2.3.6 Компьютерное моделирование режимов послесварочной термической обработки

2.3.7 Применение параметра Ларсена-Миллера для оценки влияния послесварочной термической обработки на свойства сварных соединений.... 68 Глава 3. Исследование влияния параметров послесварочного отпуска на формирование структуры и свойств металла шва сварных соединений

2,25Сг-1Мо-У стали

3.1. Изготовление сварных соединений для исследования

3.2 Исследование влияния температуры послесварочного отпуска на формирование структуры металла шва

3.3 Исследование изменения фазового состава металла шва в зависимости

от параметров послесварочного отпуска

3.4 Исследование изменения твердости по сечению сварного соединения в зависимости от температуры послесварочного отпуска

3.5 Исследование изменения характеристик прочности металла шва под влиянием послесварочных отпусков различной температуры и продолжительности

3.6 Выводы по главе

Глава 4. Исследование влияния параметров послесварочного отпуска на склонность сварных соединений 2,25&-1Мо^ стали к образованию холодных трещин

4.1 Оценка влияния параметров послесварочного отпуска на содержание водорода в сварных соединениях 2,25Сг-1Мо-У стали

4.2 Исследование влияния температуры и продолжительности послесварочного отпуска на сопротивление хрупкому разрушению металла шва и ЗТВ сварных соединений 2,25Сг-1Мо-У стали

4.3 Опробование выбранных параметров послесварочного отпуска на пробах, имитирующих сварные соединения корпусов нефтехимических реакторов

4.4 Уменьшение термических напряжений при проведении послесварочного отпуска для снижения вероятности образования холодных трещин

4.4.1 Расчёт нагрева обечайки с продольным швом по режиму промежуточного послесварочного отпуска

4.4.2 Расчет нагрева полукорпуса реактора на промежуточный послесварочный отпуск кольцевого шва с учетом промежуточной выдержки

4.5 Выводы по главе

Глава 5. Исследование влияния параметров послесварочного отпуска на склонность сварных соединений 2,25Сг-1Мо-У стали к образованию трещин повторного нагрева

5.1 Изготовление сварного соединения для исследования влияния температуры послесварочного отпуска на склонность сварных соединений 2,25Сг-1Мо-У стали к образованию трещин повторного нагрева

5.2 Исследование влияния температуры отпуска на склонность металла шва 2,25Сг-1Мо-У к образованию трещин повторного нагрева с помощью физического моделирования

5.3 Исследование влияния температуры отпуска на склонность металла шва 2,25Сг-1Мо^ к образованию трещин повторного нагрева с помощью

натурных испытаний и сопоставление полученных данных с результатами

физического моделирования

5.4 Выводы по главе

Глава 6. Промышленное опробование и внедрение температурного режима сварки и термической обработки сварных соединений корпусов реакторов из 2,25Cr-1Mo-V стали

6.1 Оценка влияния послесварочного отпуска на служебные свойства натурных сварных соединений 2,25Cr-1Mo-V стали

6.2 Промышленное опробование температурных параметров сварки и режимов послесварочной термической обработки, внедрение производственной схемы послесварочных отпусков

6.3 Выводы по главе

Основные результаты и выводы

Список сокращений и условных обозначений

Список использованной литературы

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Разработка комплексной технологии термической обработки сварных соединений крупногабаритных изделий из хромомолибденованадиевой стали»

ВВЕДЕНИЕ

Обозначенная правительством Российской Федерации задача импортозамещения и глубокой переработки нефти внутри страны и производства высококачественного топлива, например, стандарта ЕВРО-5, требует широкомасштабной модернизации и технического перевооружения нефтеперерабатывающих предприятий. Для этого необходимо большое количество крупногабаритных нефтехимических реакторов, изготовленных по современным проектам и работоспособных длительный срок при высоком давления и повышенной температуре в регионах с низкими климатическими температурами.

По имеющимся данным, в РФ основой топливно-энергетической отрасли являются 27 крупных нефтеперерабатывающих заводов. Износ оборудования и устаревшие технологии гидрокрекинга этих нефтеперерабатывающих заводов не соответствуют современным требованиям к переработке сырья и к производству высококачественных автомобильных бензинов. Потребность в них может существенно возрасти уже в ближайшие годы, и для обеспечения необходимого качества потребуется ввод в эксплуатацию установок каталитического крекинга, каталитического риформинга, гидрооочистки, алкилирования и изомеризации.

Таким образом, технологическая структура нефтеперабатывающей промышленности России требует существенной модернизации для глубокой переработки сырья. Для улучшения качества топлив в России действует технический регламент, обязывающий производителей выпускать топливо не ниже экологического стандарта ЕВРО-4, а с 1 июля 2016 года - не ниже ЕВРО-5.

В качестве материала для изготовления нового поколения реакторов гидрокрекинга нефти, работающих при высокой температуре и давлении водорода, используют хромомолибденовые стали повышенной прочности типа 2,25Cг-1Mo и 2,25Сг-1Мо-У, причем сталь первого типа стремительно вытесняется сталью второго типа с ванадием. Увеличение объемов использования стали, легированной ванадием, можно объяснить ее более высокими эксплуатационными свойствами и характеристиками прочности, что позволяет снизить толщину стенок, а значит и общий вес корпуса реактора. В начале XXI века в России отсутствовал

положительный опыт производства корпусов нефтехимических реакторов из 2,25Cr-1Mo-V стали типа SA-336M F22V, SA-542M Tp.D cl.4a, SA-182M F22V по ASME Code, поэтому для изготовления в ОАО «Ижорские заводы» нефтехимических реакторов (НХР) нового поколения потребовалось проведение исследований в области сварки и послесварочной термической обработки этих сталей.

Изготовление реакторов из 2,25Cr-1Mo-V стали требует решения множества технологических проблем, одна из которых - предотвращение образования трещин в процессе сварки толстостенных корпусов реакторов. Трещины, возникающие при сварке низкоуглеродистой низколегированной стали повышенной прочности, делятся на три основные типа: холодные, горячие и трещины повторного нагрева (ТПН) [1^6]. Трещины могут быть смешанного типа, то есть зарождаться по одному типу и распространяться по-другому.

В настоящей работе приведены результаты исследования влияния различных технологических факторов на служебные свойства и качество металла сварных соединений 2,25Cr-1Mo-V стали, включая влияние послесварочной термической обработки на образование холодных трещин и ТПН в толстостенных сварных соединениях стали повышенной прочности (толщина стенки до 240 мм).

Горячие (кристаллизационные) трещины в данной работе подробно не рассматриваются, так как их образование в металле шва сварных соединений низколегированных конструкционных сталей в очень малой степени зависит от температурного режима при сварке и термической обработке. В основном, они образуются вследствие выбора неправильной технологии сварки и использования «грязных» по примесям сварочных материалов. Изучение особенностей данного вида трещин и способы борьбы с ними подробно рассмотрены в работах [2, 3]. В производстве современных НХР используются сварочные материалы высокой степени чистоты по вредным примесям, что вместе с надлежащей технологией сварки исключает образование горячих трещин.

Как известно, трещины и трещиноподобные дефекты недопустимы в сварных соединениях корпусов реакторов и требуют удаления дефектного участка, а иногда

и всего шва, то есть проведения дорогостоящего ремонта сваркой с последующим отпуском, что значительно увеличивает стоимость и время изготовления конструкций. К тому же количество ремонтов ограничено отпускоустойчивостью металла сварного соединения, которая определена необходимостью получения целого комплекса часто взаимопротиворечивых свойств - прочность, пластичность (в том числе при высоких температурах), работа сопротивления удару (в том числе при низких климатических температурах), длительная прочность и так далее. Таким образом, высокий уровень требований к сварным соединениям реакторов из 2,25Cг-1Mo-V стали требует решения ряда принципиальных, в первую очередь, научных и технологических задач.

В связи с изложенным, целью работы является разработка технологии послесварочной термической обработки металла корпуса крупногабаритных НХР, гарантирующей проектный высокий уровень служебных свойств и исключающей образование дефектов типа трещин, на основе комплексных исследований структуры, фазового состава и механических свойств металла сварных соединений 2,25Сг-1Мо^ стали с учетом влияния на них температурно-временных параметров послесварочной термической обработки.

В соответствии с целью работы были поставлены и последовательно решены следующие задачи применительно к металлу сварных соединений 2,25Cг-1Mo-V стали:

- Определить влияние тепловых параметров сварки на структуру и свойства металла сварных соединений для формирования исходной структуры, позволяющей обеспечить после отпуска требуемые служебные свойства;

- Исследовать влияние температурно-временных параметров (ТВП) послесварочной термической обработки на структуру, фазовый состав и механические свойства металла шва и зоны термического влияния (ЗТВ) для определения параметров отпусков, позволяющих обеспечить требуемые служебные свойства металла сварных соединений;

- Определить влияние ТВП послесварочного отпуска на склонность металла сварных соединений к образованию холодных трещин на основе аналитических и экспериментальных методов оценки склонности металла к хрупкому разрушению,

в том числе под воздействием водорода, расчетных методов оценки распределения температурных полей при послесварочном отпуске;

- Определить влияние температуры послесварочного отпуска на склонность металла шва к образованию ТПН с помощью физического моделирования, натурных испытаний и анализа их результатов;

- На основании данных по влиянию режима отпуска на механические свойства и на склонность металла сварных соединений к образованию холодных трещин и ТПН разработать технологию послесварочной термической обработки крупногабаритных сварных соединений корпуса НХР;

- Выполнить апробацию и внедрение результатов работы в промышленное производство сварных корпусов НХР из 2,25Cг-1Mo-V стали.

Научная новизна (Положения, выносимые на защиту):

1. Определены особенности структурного состояния и фазового состава металла шва сварных соединений 2,25Cг-1Mo-V стали после послесварочных отпусков в диапазоне температурно-временного параметра Ларсена-Миллера (параметра отпуска) PLM от 13,0 до 21,1 и определены критические точки AC1 и AC3 на основе термокинетической диаграммы.

2. Установлена зависимость механических свойств металла сварных соединений 2,25Cг-1Mo-V стали от параметра послесварочного отпуска, определен диапазон параметра отпуска PLM от 20,4 до 21,1, в котором обеспечиваются требуемые кратковременные механические свойства.

3. Выявлено влияние водорода на сопротивление хрупкому разрушению металла сварных соединений 2,25Cг-1Mo-V стали в зависимости от температуры послесварочной термической обработки, предложены параметры проведения низкотемпературного режима термической обработки при 350°С для эффективного удаления водорода.

4. Исследовано влияние температурно-временных параметров послесварочного отпуска на сопротивление хрупкому разрушению металла шва и ЗТВ сварных соединений 2,25Cг-1Mo-V стали, позволившее установить параметры проведения промежуточных отпусков, исключающие образование холодных трещин.

5. Определена температура наибольшей склонности металла шва 2,25Cг-1Mo-V стали к образованию трещин повторного нагрева.

6. Определены температурно-временные параметры послесварочной термической обработки крупногабаритных сварных соединений 2,25Cг-1Mo-V стали корпусов НХР, обеспечивающие одновременно высокий комплекс их служебных свойств и отсутствие трещин.

Практическая значимость работы:

1. Разработана и впервые в РФ внедрена в серийное промышленное производство комплексная технология послесварочной термической обработки крупногабаритных сварных соединений корпусов НХР из 2,25Cг-1Mo-V стали, обеспечивающая высокий комплекс их служебных свойств и исключающая образование трещин.

2. Разработана и впервые в РФ применена при изготовлении корпусов НХР из 2,25Cг-1Mo-V стали в толщинах до 290 мм технология низкотемпературной дегидрогенизационной термической обработки, позволяющая эффективно удалить диффузионно-подвижный водород, сократить количество высоких отпусков с целью сохранения запаса прочности и уменьшения сроков и себестоимости изготовления корпусов НХР.

3. Разработана и опробована методика определения температуры «провала» пластичности, то есть температуры наибольшей склонности металла шва 2,25Cг-1Mo-V стали к образованию ТПН.

Глава 1. Влияние температуры сварки и послесварочной термической обработки на структуру и свойства сварных соединений конструкционных хромомолибденованадиевых сталей (обзор)

На начало проведения опытных работ и исследований, результаты которых приведены в данной работе, на территории Российской Федерации ни одно предприятие не имело положительного опыта сварки крупногабаритных толстостенных корпусов реакторов из стали SA-336M F22V, SA-542M Tp.D cl.4a типа легирования 2,25Cr-1Mo-V (толщина стенки до 290 мм) с обеспечением жестких требований по качеству и комплексу служебных свойств сварных соединений в соответствии с современными проектами для глубокой переработки нефти.

1.1 История вопроса

Примерно с 1970-х годов за рубежом велись работы по созданию и совершенствованию хромомолибденовой стали для реакторов, способной работать при повышенном давлении и температуре выше 454°С водородсодержащей рабочей среды [7].

Японские металлургические заводы JSW начали исследования с попытки модификации стали 3Cr-1Mo путем введения ванадия. Разработанная сталь 3Cr-1Mo-0,25V типа легирования выдержала испытания на сопротивляемость водородным атакам при 510°C. Первые два 3Cr-1Mo-0,25V коммерческих реактора были изготовлены JSW для Husky Oil в Канаде в 1990 году. После этого состав стали был доработан, в основном, в части снижения содержания хрома до 2,25%. В конце 1990-х годов, комитет API (American Petroleum Institute) официально подтвердил высокий уровень сопротивляемости водородным атакам 2,25Cr-1Mo-V стали и указал его в документации равным уровню стали 3Cr-1Mo. С этого момента значительно возрос интерес, проявляемый конструкторами к сталям 2,25Cr-1Mo-V типа легирования. В 1995 году фирмой Nuovo Pignone (Италия) изготовлен первый в мире небольшой реактор из 2,25Cr-1Mo-V стали [7].

В 2007 году комитет кода ASME повысил допустимый уровень интенсивности напряжений для корпусов реакторов из 2,25Cr-1Mo-V стали, что позволило снизить толщину стенки корпуса и общий вес реактора [8]. Это привело к увеличению привлекательности 2,25Cr-1Mo-V стали по сравнению со сталью без ванадия типа 2,25Cr-1Mo (табл.1.1). С этого времени реакторы из 2,25Cr-1Mo-V стали начали стремительно вытеснять реакторы из 2,25Cr-1Mo стали. Это подтолкнуло отечественные предприятия к началу работ по освоению изготовления корпусов нефтехимических реакторов из 2,25Cr-1Mo-V стали.

Основными производителями реакторов для глубокой переработки нефти за рубежом являются следующие фирмы:

• Фирма Kobelco (Япония). Изготовила первый реактор из стали 2,25Cr-1Mo-V типа легирования в 1998 году. Вес реактора составлял всего 220 тонн при толщине стенки 126 мм. Кроме того, фирма является производителем сварочных материалов 2,25Cr-1Mo-V типа.

• Фирма Belleli Energy CPE (Италия) занимается производством крупногабаритного нефтехимического оборудования. С 1990 года Belleli совместно с американскими и европейскими институтами занимаются исследованиями свойств 2,25Cr-1Mo-V стали и их сварных соединений.

• Фирма Walter Tosto (Италия) специализируется на производстве нефтехимических реакторов массой до 500 тонн.

• Фирма Larsen & Toubro (Индия) в последнее время также начала осваивать производство нефтехимических реакторов из 2,25Cr-1Mo-V стали.

К настоящему времени основными зарубежными поставщиками нефтехимических реакторов на НПЗ Российской Федерации являются фирмы Kobelco и Belleli, которые производят их из сталей типа 2,25Cr-1Mo и 2,25Cr-1Mo-V.

Таблица 1.1 - Сравнение допустимых рабочих параметров, веса и толщины корпусов реакторов из 2,25Сг-1Мо и 2,25Сг-1Мо-У сталей [8, 9].

Параметр Тип стали

2,25Cr-1Mo 2,25Cr-1Mo-V

Макс. расчетная рабочая температура 482°С 482°С

Водородная коррозия (Рис.1.1) 454°С 510°С

Сопротивление водородной хрупкости -- Высокая стойкость

Стойкость к отслаиванию наплавленного слоя в среде водорода (максимальное давление при повышенной температуре) до 20 МПа при 454°С до 30 МПа при 600°С

Допустимое напряжение, МПа (454°С) не более 149 не более 199

Вес реактора и толщина обечайки -сравнение (рабочая температура 454°) 1000 т - 309 мм 900 т - 273 мм

Допустимое напряжение, МПа (482°С) не более 112 не более 164

Вес реактора и толщина обечайки -сравнение (рабочая температура 482°С) 1330 т - 403 мм 930 т - 284 мм

800

700

о го

ей CP

£

Н

400

300

200

0 50 100 150 200 250

Парциальное давление водорода, бар Рисунок 1.1 - Кривые Нельсона. Водородная коррозия металла при эксплуатации.

i i i i i i i i i i i i i i i i i i i

1 i i i i i i i i i i i i i i i i

i i i i i i i i j i i i i i i i i

*Чч1 W i i i i i 6%Cr.|0,5« lllo i i i

i i ^^^ _ i i i i i i i

i 1 ■V 1 1 i i i i i i i 3®t«CrJ 0,5<foM( V i i

i i 2,15%Cr, l¡°oM i i i o,V i

¡ i% С14 <p,5° o¡Mo

i i i i i i i i i i i ! i •> ¿r !5®/»pr, ]¡° .M i i i i 0 i i i

- --- --- i i i i ---1--- i i 1 i i i i i i i i i ---4----1--- i 1 i 1 I 1 i 1 ---- --- ---- i —[— — ---- i i i i i i i i ---I---4--- г, С ,5«/¡ ---- Vio — i i i —4— i

i liiCr' 0.5 oM г—H -h 1

i i i i 1 i 1 __ i i i i 1 1 1

i i i i i i 1 i 1 ! i 1Ш4 1 i Игу 1 1 1 1 1 1 1

Для получения высококачественных сварных соединений современных реакторов для глубокой переработки нефти необходимо решить ряд принципиальных, в первую очередь, научных и технологических проблем, главной из которых является получение бездефектных сварных соединений корпуса нефтехимического реактора с толщиной стенки 100 - 300 мм. Как указано выше, процесс изготовления сварных соединений 2,25Cг-1Mo-V стали усугубляется особенностями легирования стали и особенностями сварочных материалов, включая повышенный уровень прочности основного металла и сварных швов

1.2 Основные требования к свойствам стали 2,25Сг-1Мо-У

Как известно, к сталям, применяемым для изготовления нефтехимических реакторов, предъявляются весьма жесткие требования (табл.1.2) [10^12]. Стенки реактора должны выдерживать длительное воздействие высоких температур в совокупности с высоким давлением водородсодержащей среды, при этом эксплуатация реактора может происходить в регионах с низкой температурой окружающей среды. Поэтому для обеспечения работоспособности металла корпуса реактора, в том числе металла сварных соединений, требуется обеспечить целый комплекс служебных свойств, в том числе взаимно противоречивых, а именно:

- высокая прочность при нормальной и повышенной температурах эксплуатации наряду с хорошей пластичностью;

- высокие значения работы удара при низких климатических температурах;

- сопротивление тепловому охрупчиванию;

- длительное сохранение необходимого уровня прочности и хладостойкости (сопротивления удару) в соответствии с заданным сроком службы (не менее 20 лет).

Выбранная для корпуса реактора сталь должна иметь приемлемую свариваемость, позволяющую получить бездефектное сварное соединение со свойствами, близкими основному металлу.

Для получения требуемого уровня свойств в сталь вводят различные легирующие элементы. Кроме железа и углерода используют следующие основные легирующие элементы: Сг, Мо, Мп и Si [7-13]. При помощи дополнительного микролегирования V, ЫЪ и В удается получить высокий комплекс свойств хромомолибденовой стали и высокую стойкость к термическому воздействию. Негативное влияние на свойства, в том числе на стойкость к термическому воздействию, оказывают примесные элементы Р, S, Си, М, As, Sn, Sb.

Таблица 1.2 - Типичные требования заказчиков и международных стандартов [11, 12] к хромомолибденовым сталям, применяемым для производства нефтехимических реакторов._

Параметр Тип стали

2,25Cr-1Mo 2,25Cr-1Mo (улучш.) 3Cr-1Mo 2,25Cr-1Mo-V 3Cr-1Mo-0,25V-Ti-B 3Cr-1Mo-0,25V-Cb-Ca

Предел прочности +20°С, Мпа 515-690 585-760 518-690 585-760 585-760 585-760

Предел текучести +20°С, Мпа > 310 > 380 > 310 > 415 > 415 > 415

Работа удара, Дж > 55 при -18°С (-30°С)

Сопротивление тепловому охрупчиванию Прогнозируемая температура перехода в хрупкое состояние на конец срока эксплуатации не должна превышать 10°С

Длительная прочность, МПа > 650 при 210 М часов 1а и510°С > 1000 часов при 210 МПа и 54 0°С

Расчетное значение интенсивности напряжений, МПа не более 151 (454° С), 112 (482°С) не более 151 (454°С) не более 131 (454°С) не более 199 (454°С), 164 (482°С) не более 178 (454°С) не более 164 (454°С)

Изготовление заготовок корпусов нефтехимических реакторов из хромомолибденованадиевой марки стали 2,25Cr-1Mo-V производится в основном в соответствии с требованиями кода ASME по следующим стандартам:

- SA-336M F22V - крупногабаритные поковки, используемые для изготовления обечаек;

- SA-182M F22V - мелкогабаритные поковки, используемые для изготовления небольших деталей, например, штуцеров, патрубков;

- SA-542M Type D cl.4a - толстолистовой прокат, используемый для изготовления днищ или сварных обечаек.

По сравнению с «безванадиевыми» зарубежными сталями типа SA-387M Gr.22 Ы2, SA-336M F22 Ы.2 вышеперечисленные 2,25Cr-1Mo-V стали имеют несколько важных преимуществ [7, 9]:

- более высокие допустимые расчетные напряжения, что позволяет значительно снизить толщину стенки и общий вес реактора;

- меньшая чувствительность к температурному охрупчиванию;

- более высокая сопротивляемость воздействию водорода (стойкость против водородного охрупчивания, отслоения наплавки), что позволяет использовать реактор при более высокой рабочей температуре и давлении водорода, и тем самым увеличить интенсивность и глубину процессов переработки нефти.

В таблицах 1.3 и 1.4 приведены требования к химическому составу и механическим свойствам перечисленных сталей в сравнении с требованиями к отечественным аналогам 2,25Cr-1Mo-V марок сталей.

По данным таблиц 1.3 и 1.4 видно, что значительных различий в требованиях к химическому составу зарубежных и отечественных сталей не имеется, за исключением более высокого допустимого содержания хрома в 15Х2МФА-А стали по сравнению с зарубежным аналогом, и требования по величине J-фактора в зарубежных марках стали. Различия имеются в технологии производства и в требованиях к механическим свойствам (табл. 1.4), так как к стали SA-336M F22V предъявляются более высокие требования по характеристикам кратковременной прочности и хладостойкости (работе удара при низких климатических температурах).

Кроме того, к стали 2,25Cr-1Mo-V предъявляются дополнительные жесткие требования по сопротивлению тепловому охрупчиванию и по длительной прочности (табл. 1.2). Всё это переводит стали 2,25Cr-1Mo-V в более высокий класс по сложности изготовления из нее оборудования и требует разработки специальной технологии производства заготовок и сварных соединений корпусов нефтехимических реакторов, включая и специальные режимы послесварочной термической обработки. Решению этих задач посвящена настоящая работа.

Таблица 1.3 - Типичные требования к составу сталей типа легирования и Cr-Mo-V.

Марка стали C Mn Cr Mo V Si Ni P S Nb B Ti Cu Ca Co As Sn Sb

Массовая доля элементов, % (единственное значение является максимально допустимым)

SA-542M Tp.D cl.4a* 0,090,18 0,250,66 1,882,62 0,851,15 0,230,37 0,13 0,25 0,020 0,02 0,08 0,002 0,035 0,20 -- -- 1фактор< 100**

SA-182M F22V, SA-336M F22V* 0,11 -0,15 0,30 -0,60 2,00 -2,50 0,90 -1,10 0,25 -0,35 0,10 0,25 0,02 0,010 0,07 0,002 0,030 0,20 0,015 -- 1фактор< 100**

15Х2МФА-А мод.А ТУ 5.961-11060-2008 0,150,18 0,300,60 2,703,00 0,600,80 0,250,35 0,170,37 0,200,40 0,01 0,01 0,05 -- -- 0,07 -- 0,03 0,01 0,005 0,01

SA-387M Gr.22 cl.2* 0,05 -0,15 0,30 -0,60 2,00 -2,50 0,90 -1,10 -- 0,50 0,30 0,04 0,04 -- -- -- 0,20 -- -- 1фактор< 100**

10Х2М1А ТУ 302.02.128-91 0,10 -0,15 0,30 -0,60 2,00 -2,50 0,90 -1,10 -- 0,17 -0,40 0,30 0,01 0,02 -- -- -- 0,10 -- -- 0,01 0,005 0,01

* - требования кода ASME секция II-A и типовой проектной спецификации

** - J = (Si + Mn) х (P + Sn) x 104

Марка стали 20°С Работа удара, Дж Предел прочности, МПа

Предел прочности, МПа Предел текучести, МПа Отн-ое удлинение, % Отн-ое сужение, %

SA-336M F22V, SA-542M Tp.D cl.4a, SA-182M F22V* 585-760 415-620 не менее

18 45 55 при -18°С (-30°С) 456 при 454°С

15Х2МФА-А ТУ 5.961-11060-2008 490-735 390 14 50 49** при +20°С 390 при 350°С

SA-387M Gr.22 cl.2* 515-690 310 18 45 55 при -30°С 407 при 454°С

10Х2М1А ТУ 302.02.128-91 > 490 390 18 45 51** при +20°С 39** при -40°С 340 при 460°С

* - требования кода ASME секция II-A и типовой проектной спецификации

** - значения пересчитаны из исходных значений, выраженных в Дж/см2

1.3 Принципы легирования 2,25Сг-1Мо-У стали

Основные легирующие элементы в 2,25Сг-1Мо-У стали - хром, молибден и ванадий, которые являются сильными карбидообразующими элементами. Формирование карбидов из этих элементов происходит в процессе термического воздействия на сталь. Совместное легирование указанными элементами позволяет получить необходимую прокаливаемость и весь комплекс требуемых служебных свойств 2,25Сг-1Мо-У стали. К сожалению, эти же элементы увеличивают склонность 2,25Сг-1Мо-У стали и их сварных соединений к холодным трещинам и ТПН.

Хром является одним из самых важных легирующих элементов в 2,25Сг-1Мо-У сталях. Увеличение содержания хрома способствует повышению прочности, когда это приводит к уменьшению содержания феррита в структуре

[14]. После закалки и отпуска при температурах до 650°С хром повышает прочность стали за счет образования карбидов хрома. Так, при повышении содержания хрома от 1,9 до 2,5% в стали 2,25Сг-1Мо прочность увеличивается примерно на 20 МПа после термической обработки по режиму термоулучшения

[15]. В хромомолибденованадиевых сталях после закалки и высокого отпуска наблюдается та же тенденция роста прочности совместно с пластичностью и вязкостью при увеличении содержания хрома с ~1 до 3% [16]. По другим данным, повышение содержания хрома от 1,0-1,5 % до 2,5-3,0 % в хромомолибденованадиевой стали (типа 15ХМФА) приводит к снижению прочности примерно на 25% после термической обработки при одновременном повышении пластичности и работы удара [17]. Различное влияние хрома, оказываемое на прочность стали, вероятно, связано с начальной её структурой. Так при переходе от мартенситной структуры к бейнитной разупрочнение при отпуске становится менее выраженным. Возрастание работы удара с увеличением содержания хрома в хромомолибденованадиевой стали с бейнитной структурой происходит в связи с улучшением однородности и дисперсности структуры.

В хромомолибденованадиевых сталях хром подавляет образование более дисперсных и более устойчивых карбидов молибдена и ванадия. В связи с этим,

чрезмерное увеличение содержания хрома в таких сталях ведет к повышению работы удара, но при этом понижается отпускоустойчивость, и соответственно, прочность при комнатной и повышенных температурах, а также длительная прочность после длительных отпусков [15].

Мнения о влиянии хрома на образование трещин повторного нагрева в сварных соединениях хромомолибденованадиевой стали не однозначны. Одни авторы утверждают, что увеличение содержания хрома повышает стойкость наплавленного металла хромомолибденованадиевого типа к ТПН (рис. 1.2), и при содержании хрома более 3% наплавленный металл становится малочувствительным к ТПН, поскольку карбиды, образующиеся в таком сплаве, не склонны к вторичному твердению [18]. Другими авторами показано, что хром входит в ряд формул по расчету склонности к образованию трещин повторного нагрева, из которых видно, что увеличение его содержания нежелательно с установлением следующих критериев:

АО=Сг+3,3Мо+8,1У-2<0 (условие отсутствия трещин) [19]; (1.1)

А01= Сг+3,3Мо+8,1 У+10С-2<2 (условие отсутствия трещин) [20]; (1.2) Рвк=Сг+Си+2Мо+10У+7КЪ+5Т1-2<0 (условие отсутствия трещин) [21]. (1.3) Кроме того, отмечено, что карбиды хрома, такие как М7С3 и М23С6, участвуют в растрескивании при повторном нагреве [22].

100

-О-

PWHT: 620°С х 5ч.

800

X

ю 60

О 1Сг-1Мо-У

• 2Сг-1Мо-У

в 3Сг-1Мо-У

■ 4Сг-1Мо-У

■ 5Сг-1Мо-У

^ 40

Ш

0,3

Содержание У, вес.%

Рисунок 1.2 - Влияние содержания Сг и У на чувствительность металла шва Сг-Мо-У стали к трещинам повторного нагрева.

Что касается общей трещиностойкости основного металла, то она возрастает при увеличении содержания хрома примерно до 3% и затем плавно снижается (рис. 1.3) [18]. При этом заметное снижение уровня трещиностойкости происходит и при проведении испытаний на предварительно наводороженных образцах.

50

2,0

3,0 4,0

Содержание Сг, % вес.

5,0

Рисунок 1.3 - Влияние содержания Сг на коэффициенты трещиностойкости для хромомолибденовой стали при комнатной температуре.

Молибден в 2,25Сг-1Мо-У сталях оказывает положительное влияние на прочность и отпускоустойчивость, что связывают с его влиянием на термодинамическую стабильность сложных карбидов хрома в условиях отпуска [16]. На характеристики прочности молибден оказывает влияние в меньшей степени, чем хром (рис. 1.4). Но за счет мелкодисперсных карбидов Мо2С молибден значительно увеличивает сопротивление ползучести стали. Однако, длительные выдержки стали при повышенной температуре приводят к росту карбидов Мо2С и снижению степени их когерентности с матрицей, что может привести к увеличению чувствительности стали к ТПН [23]. Влияние молибдена в 2,25Сг-1Мо-У сталях на прочность и отпускоустойчивость существенно зависит от содержания хрома: при содержании хрома на уровне 1,5% влияние молибдена

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Боровской Александр Сергеевич, 2019 год

Список использованной литературы

1. Миходуй Л.И., Мельник И.С., Позняков В.Д. Сопротивляемость замедленному разрушению низколегированных швов при сварке высокопрочных сталей с пределом текучести выше 600 Мпа // Автоматическая сварка. - 1990. - №2. -

C.14-20.

2. Davies G.J., Garland J.G. Solidification Structures and properties of fusion welds // International Metallurgical Review. - 1975. - Vol.20 - P.83-106.

3. Sindo Kou. Welding metallurgy. Second edition. - New Jersey, 2002. - 461 p.

4. В.Н. Земзин, Р.З. Шрон. Термическая обработка и свойства сварных соединений. - Л.: Машиностроение. Ленингр. отд-ние, 1978. - 367 с.

5. Гривняк И. Свариваемость сталей. - М.: Машиностроение, 1984. - 215 с.

6. Kita-Shinagawa, Shinagawa-Ku. Weld imperfections and preventive measures Fourth edition. - Tokyo, Japan: Kobe Steel ltd. - 19 p.

7. Les Antalffy. The use of vanadium modified chrome molybdenum steel plates in pressure vessels fabrication. Dillinger Pressure Vessel Symposium. - Dillingen, Germany, September 16, 2009.

8. Международный стандарт ASME Boiler and Pressure Vessel Code. Секция 2 часть

D. Характеристики. - New York, 2007. - 906 p.

9. Hucinska J. Advanced vanadium modified steels for high pressure hydrogen reactors // Advances in materials science. - December 2003, - Vol. 4, №2 (4). - P. 21-27.

10. Солнцев Ю.П., Титова Т.И. Стали для севера и Сибири. - СПб.: ХИМИЗДАТ, 2002. - 352 с.

11. Международный стандарт ASME Boiler and Pressure Vessel Code. Секция 2 часть A. Материалы. - New York, 2007. - 1662 p.

12. Международный стандарт ASME Boiler and Pressure Vessel Code. Секция 8 раздел 2. Альтернативные правила правила строительства сосудов давления. -New York, 2007. - 936 p.

13. Benjamin King. Welding and post weld heat treatment of 2,25%Cr-1%Mo steels. -University of Wollongong, 2005. - 135 p.

14. Kanazava S., Otoguro Y., Horiya T., Nakao H., Tanaka N., Yamaba R. 21/4 Cr-1Mo steel plate with improved temper embrittlement characteristics // Third international conference on pressure vessel technology. Part 2. Materials and fabrication.- Tokyo, Japan. 1977. - P.1003-1010.

15. Ishiguro T., Ohnishi K., Watanabe J. Effect of alloying elements on mechanical and metallurgical properties of Cr-Mo-Ti-B pressure vessel steels // Journal of the iron and steel institute of Japan. - 1985. - P. 986-993.

16. Баландин Ю.Ф., Горынин И.В., Звездин Ю.И. Конструкционные материалы АЭС. - М.: Энергоатомиздат. - 1984. - 280 с.

17. Сандомирский М.М. Развитие теории отпускоустойчивости с целью создания штамповых и конструкционных сталей повышенной работоспособности и технологичности для машиностроения. Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук. - Москва-Ленинград. - 1988. - 332 с.

18. Engineering research information and reliability about heavy wall 2 1/4Cr-1Mo-1/4V reactors // The Japan steel works, Ltd. - Muroran plant, Japan, December. - 2007. - 19 p.

19. Nakamura H., Naiki T. and Okabayashi H. 1rst international conference on fracture, Sendai, Japan. - Vol.2, September 1965. - P. 863-878.

20. Lundin C.D., Khan K.K. Fundamental studies of metallurgical causes and mitigation of reheat cracking in 11/4Cr-1/2Mo and 21/4Cr-1Mo steels // WRC Bulletin. - 1996. -№ 409, February. - 117 p.

21. Ito Y. and Nakanishi M. Study on stress relief cracking in welding low alloy steels // The Sumitomo Search. - No. 7, May 1972. - P. 27-36.

22. Hiroshi Kawakami, Koreaki Tamaki, Jippei Suzuki, Kanta Takahashi, Yousuke Imae, Soichiro Ogusu. Effect of Coarse Carbide Particle on SR embrittlement in the HAZ of 21/4Cr-1Mo steel // Welding in the World. - Volume 55, Issue 1, January 2011. -P. 78-85

23. Indacochea, J.E., Cr-Mo Steel Welding Metallurgy // Key Engineering Materials. -Vols. 69, 1992. - P. 69-70.

24. Wada T., Eldis G.T. Transformation Characteristics of 2 У Cr-1Mo-steel // Application of 2 У Cr-1Mo-steel for thick wall pressure vessels, ASTM STP 755. -Sangdah/Semchysehen. - 1982. - P. 343-362.

25. T.Ishiguro. A 2,25Cr-1Mo pressure vessel steel with improved creep rupture strength // Application of 2,25Cr-1Mo Steel for thick-wall pressure vessels, ASTM-STP 755. - Philadelphia. - 1982. - P. 129-136.

26. Lundin, C.D., Kelly, S. C., Menon, R., and Kruse, B. J., Stress Rupture Behavior of Postweld Heat Treated 2-1/4Cr-1Mo Steel Weld Metal // Welding Research Bulletin. -1986. - P. 315-328.

27. Максимец Н.А., Негода Е.Н. Технология сварки специальных сталей: Учеб. пособие. - Владивосток: Изд-во ДВГТУ, 2007. - 149 с.

28. Боровушкин И.В. Водород при сварке высокопрочных сталей // Сыктывкарский лесной институт. - Сыктывкар, 2002. - 215 c.

29. Sato, Matsui S., Enami T., Tobe T. Strength and temper embrittlement of heavy-section 2,25 Cr-1 Mo steel // Application of 2 У Cr-1Mo-steel for thic wall pressure vessels, ASTM STP 755. - Philadelphia. - 1982. - P. 363-382.

30. Bodnar R.L., Capellini R.F. Effects of residual elements in heavy forgings: past, present and future // ASTM STP 979. - Philadelphia. - 1988. - P. 47-82.

31. Chen S.-H., Takasugi T. and Pope D.P. The effects of trace impurities on the ductility of a Cr-Mo-V steel at elevated temperatures // Metallurgical Transactions. - Vol. 14A, 1983. - P.571-580.

32. Nishimoto K. Testing Techniques to study the susceptibility to Reheat Cracking of Carbon-Manganese and Low Alloy Steels // Science and technology of W and J, Luglio-Agosto. - 2006. - P. 455-461.

33. Yu, J., McMahon, C.J. Jr, The Effects of Composition and Carbide Precipitation on Temper Embrittlement of 2.25 Cr-1Mo Steel: Part 1. Effects of P and Sn // Metallurgical Transaction. - №11A, 1980. - P. 277-289.

34. Hippsley, C.A., Knott, J.F., and Edwards, B.C. A Study of Stress Relief Cracking in 2.25Cr 1Mo Steel - II. The Effects of Multi-Component Segregation // Acta Metall. Mater. - №30, 1981. - P. 641-654.

35. Vinckier, A.C. Testing Techniques to Study the Suseptibility to Reheat Cracking of Carbon-Manganese and Low Alloy Steels // Weld World. - №12, 1974. - P. 1-22.

36. Fu R.D., Wang T.S., Zhou W.H., Zhang W.H., Zhang F.C. Characterization of precipitates in 2.25Cr-1Mo-0.25V steel for large-scale cast-forged products // Material characterization. - №58, 2007. - P. 968-973.

37. Касаткин С.Б., Миходуй Л.Н. Влияние неметаллических включений и водорода на замедленное разрушение сварных соединений легированных сталей// Автоматическая сварка. - №8, 1991. - С. 1-6.

38. Cedric Chauvy, Sylvain Pillot. Prevention of weld metal reheat cracking during Cr -Mo-V heavy reactors fabrication. PVP2009-78144 // Proceedings of the ASME 2009 Pressure Vessels and Piping Division Conference PVP2009. - Prague, Czech Republic. -July 26-30, 2009. - 9 p.

39. Lundin C.D., Liu P., Qiao C.Y. P., Zhou G., Khan K. K., Prager M. An Experimental Study of Causes and Repair of Cracking of 1 1/4Cr-1/2Mo Steel Equipment // Welding Research Council. - №411, 1996 - P. 1-215.

40. Heo N.H., Chang J.C., Yoo K.B., Lee J.K., and Kim J., The Mechanism of Elevated Temperature Intergranular Cracking in Heat Resistant Alloys // Materials Science and Engineering A. - №528 (6), 2010. - P. 2678-2685.

41. Yu. J. McMahon, C.J. Jr. The Effects of Composition and Carbide Precipitation on Temper Embrittlement of 2.25 Cr-1Mo Steel: Part 1. Effects of P and Sn // Metallurgical Transaction. - 11A, 1980. - P. 277-289.

42. Detemple I., Demmerath A. The effects of heat treatment // Hydrocarbon engeneering.

- November 1998. - P.67.

43. М.И. Гольдштейн, В.М. Фарбер. Дисперсионное упрочнение стали. -М.: Металлургия, 1979. - 208 с.

44. Келли. А., Никлсон Р. Дисперсионное твердение: пер. с англ. Фридман З. Г., Либеров Ю. П.; ред. пер. Гордиенко Л. К., Власова Е. Н. - М.: Металлургия, 1966 .

- 300 с.

45. Viswanathan R., Gandy D.W. Performance of Repair Welds on Aged Cr-Mo Piping Girth Welds// Journal of Materials Engineering and Performance. - Vol. 8, October 1999. - P. 579-590.

46. ПН АЭ Г-7-010-89. Оборудование и трубопроводы атомных энергетических установок. Сварные соединения и наплавки правила контроля.

47. Технология электрической сварки металлов и сплавов плавлением. Под ред. академика Б. Е. Патона. - М.: «Машиностроение», 1974. - 768 с.

48. Fujii T. On the prevention of hydrogen-induced weld cracking in steel weldments. IIW. Document IX-876-74, 1974. - 33 p.

49. Малышев Б.Д., Мельник В.И., Гетия И.Г. Ручная дуговая сварка. М.: Стройиздат, 1990г. - 320 с.

50. В.И. Горынин, М.И. Оленин. Коагуляция карбидных фаз в структуре стали 09Г2СА-А при отпуске сварных соединений для повышения хладостойкости // Научно-технические ведомости Санкт-Петербургского государственного политехнического университета. - 2015, №3. - с. 61-70.

51. В.И. Горынин, М.И, Оленин. Дополнительное старение как способ повышения хладостойкости сталей перлитного класса // Научно-технические ведомости Санкт-Петербургского государственного политехнического университета. - 2016, №4. -с. 223-232.

52. Никифоров Г.Д. Технология и оборудование сварки плавлением. - М.: Машиностроение, 1978. - 327 с.

53. К.И. Томас, Д.П. Ильященко. Технология сварочного производства: учебное пособие - Томск: Изд-во Томского политехнического университета, 2009. - 244 с.

54. Rautaruukki steel. Olli Vahakainu Welding guide. - Ottava, Keuruu, 1995. - 80 p.

55. Волченко В.Н., Ямпольский В.М., Винокуров В.А. Теория сварочных процессов: под ред. Фролова В.В. - М: Высш. шк., 1988. - 559 с.

56. Бурский Г.В., Довженко В.А., Стеренбоген Ю.А. Стойкость против образования холодных трещин ЗТВ соединений стали типа 14ХНЗМДА, выполненных двухдуговой сваркой в узкий зазор // Автоматическая сварка.- 1990, № 2. - с. 20-23.

57. ПНАЭ Г-7-009-89. Оборудование и трубопроводы атомных энергетических установок. Сварка и наплавка, основные положения.

58. Смирнов И.В. Сварка специальных сталей и сплавов: Учебное пособие.2-е изд. // СПб.: Издательство «Лань», 2012. - 272 с.

59. Козлов Р.А. Сварка теплоустойчивых сталей. - Л.: Машиностроение, 1986. -160 с.

60. Макара A.M. Исследование природы холодных околошовных трещин .при сварке закаливающихся сталей. // Автоматическая сварка. - №2, I960. - С. 9-33.

61. Макаров Э. Л. Холодные трещины при сварке легированных сталей. -М.: Машиностроение, 1981. - 248 с.

62. Касаткин Б.С., Стрижиус Г.Н., Царюк А.К, Бреднев В.И., Кучеренко И.Е. Имитация структуры ЗТВ и холодных трещин при сварке среднелегированной стали // Автоматическая сварка, № 2. - 1990. - С. 1-5.

63. Боровушкин И.В. Особенности проектирования, изготовления и ремонта транспортных, дорожных и лесных машин для Крайнего Севера. - Издательство: СЛИ, 2011. - 216 с.

64. Вороненко Б.И. Водород и флокены в стали // Материаловедение и термическая обработка металлов. - №11, 1997. - С.12-18.

65. Kazumaru K., Yatake T., Nobutaka Y. A numerical analysis of the diffusion and trapping of hydrogen in steels and steel weldment // J. Japan Welding society alebo IIW-IX-951-76. - №9 (43), 1974. - P. 921-930.

66. Карпенко Г. В., Крипякевич Р. И. Влияние водорода на свойства стали. -М.: Металлургиздат, 1962 - 195 с.

67. Мороз Л. С., Чечулин Б. Б. Водородная хрупкость металлов. - М.: Металлургия, 1967. - С. 255.

68. Галактионова Н. А. Водород в металлах. - М.: Металлургиздат, 1967. - 256 с.

69. Арчаков Ю. И. Водородная коррозия стали. - М.: Металлургия, 1985. - 192 с.

70. Швачко В. И. Водородная хрупкость ОЦК-сплавов железа // Вопросы атомной науки и техники. - № 5, 2000. - С. 79-86.

71. Астафьев А.А. Растворимость и перераспределение водорода в стали // Материаловедение и термическая обработка металлов. - №5, 1995. - С.17-20.

72. Астафьев А.А. Некоторые закономерности водородного охрупчивания конструкционных сталей // Материаловедение и термическая обработка металлов, №2. - 1997. - С. 5-8.

73. Дилтей У. Эффузионное поведение водорода в неизотермических условиях // Автоматическая сварка. - 1994, №3. - С.28-34.

74. Касаткин О.Г. Особенности водородного охрупчивания высокопрочных сталей при сварке (обзор) // Автоматическая сварка. - №1, 1994. - С.3-7.

75. В.Н. Земзин, В.М. Силевич Влияние водорода на склонность к холодным тещинам сварных соединений теплоустойчивых сталей // Автоматическая сварка. -1990. № 2. - С. 5-9.

76. Походня И.К. Физическая природа обусловленных водородом холодных трещин в сварных соединениях конструкционных сталей // Автоматическая сварка. - №5, 1997. - С. 3-12 .

77. Колачев Б.А. Водородная хрупкость металлов. - М.: Металлургия, 1985. - 216 с.

78. Касаткин Б.С., Стрижиус Г.Н., Бреднев В.И., Царюк А.К. Водородная хрупкость и образование холодных трещин при сварке стали 25Х2НМФА // Автоматическая сварка - №8, 1993. - С.3-10.

79. Шаповалов В.И. Влияние водорода на структуру и свойства железоуглеродистых сплавов. - М.: Металлургия, 1982. - 230 с.

80. Демченко Э.Л., Снисарь В.В., Липодаев В.Н. и др. Пути снижения содержания водорода в металле шва типа 0Х12Н8М2ГСТ при дуговой сварке // Автоматическая сварка. - №10, 1991. - С. 23-27.

81. Багрянский К. В., Добротина З.А., Хренов К.К. Теория сварочных процессов. И: Киев. Высшая школа, 1976. - 424 с.

82. Блехерова Н.Г. Влияние легирования металла на содержание диффузионно-подвижного и остаточного водорода // Сварочное производство.-№4, 1989, С.35-36.

83. Шпен Х. Влияние водорода на вязкость и рост трещины // Статическая прочность и механика разрушения сталей: Сб. научных трудов. Пер. с нем. Под ред.Даля В., Антона В. - М.: Металлургия, 1986. - 566 с.

84. Фролов В.В. Поведение водорода при сварке плавлением. -М.: Машиностроение, 1966. - 151 с.

85. Прозоров Я.С. Особенности водородного изнашивания деревообрабатывающего оборудования // «Новые материалы и технологии в машиностроении». XIV -я Международная научно-техническая конференция. 10.10.2011 - 10.11.2011, г. Брянск. [Электронный ресурс]. Брянская госудасрственная инженерно-технологическая академия. Режим доступа: [http://science-bsea.narod.ru/2011/mashin_2011_14 /prozorov_osoben.htm].

86. Макаренко В.Д., Удовикова Ж.А. Снижение влияния серы и водорода на трещиностойкость сварных соединений // Сварочное производство. - №9, 1988. -С.15-18.

87. Гельд П.В., Рябов Р.А., Кодес Е.С. // Водород и несовершенства структуры металла. - М.: Металлургия, 1979. - 221 с.

88. Ghiya S.P., Bhatt D.V., Rao R.V. Stress Relief Cracking in Advanced Steel MaterialOverview // Proceedings of the World Congress on Engineering 2009. - Vol II WCE 2009, London, U.K. - July 2009. - P.1737.

89. Koreaki Tamaki, Jippei Suzuki, Min-Long Li. Influence of Vanadium Carbide on Reheat Cracking of Cr-Mo steels-Study of Reheat Cracking of Cr-Mo Steels // Transaction of the Japan Welding Society. - Vol.24, №2, October 1993. - P.87-93.

90. Nawrocki J. G., Dupont J. N., Robino C. V., Marder A. R. The Stress-Relief Cracking Susceptibility of a New Ferritic Steel — Part 2: Multiple-Pass Heat-Affected Zone Simulations// Welding research supplement. - January 2001. - P. 355.

91. Tamaki K. Effect of Carbides on reheat cracking sensitivity // Transactions of Japan Welding Society. - Vol. 15, №1, 1984. - P.8-16.

92. Tamaki K. Effect of Vanadium Carbides on reheat cracking of Cr-Mo steels // Transactions of Japan Welding Society. - Vol 24, №2, 1993. - P. 87-93.

93. Dhooge A., Vinckier A. La fissuration au rechauffage - revue des etudes recentes (1984-1990) // Le Soudage dans le Monde. - Vol 30, №3/4, 1992. - P. 45-71.

94. Bruscato R. Temper embrittlement and creep embrittlement of 2^Cr-1Mo shielded metal-arc weld deposits // Welding Journal, Research Supplement. - №35, 1970. - P. 148156.

95. Boniszewski T., Reheat Cracking in 2^Cr-1Mo SA weld metal // Metal Construction. - №14(9), 1982. - P. 495-496.

96. Damian J. Kotecki. Round robin of trace elements // Weld World. - №58, 2014. -P. 577-592.

97. ГОСТ 17745-90 Стали и сплавы. Методы определения газов.

98. ASTM E1019. Standard test methods for determination of carbon, sulfur, nitrogen, and oxygen in steel, iron, nickel, and cobalt alloys by various combustion and fusion techniques. -American society for testing and materials, 2004. - 20 p.

99. AWS A4.3 Standard Methods for Determination of the Diffusible Hydrogen Content of Martensitic, Bainitic, and Ferritic Steel Weld Metal Produced by Arc Welding, 1993 -26 p.

100. ASTM E8 / E8M. Standard test methods for tension testing of metallic materials. -American society for testing and materials, 2007. - 23 p.

101. ASTM E21. Standard test methods for elevated temperature tension tests of metallic materials. -American society for testing and materials, 2007. - 8 p.

102. ASTM A370. Standard test methods and definitions for mechanical testing of steel products. -American society for testing and materials, 2007. - 54 p.

103. ASTM E23. Standard test methods for notched bar impact testing of metallic materials. -American society for testing and materials, 2007. - 25 p.

104. Международный стандарт ASME Boiler and Pressure Vessel Code. Секция 9. Аттестация процедуры сварки и пайки твердым припоем, аттестация сварщиков, пайщиков и операторов сварочных машин и паяльных автоматов. - New York, 2007. 327 p.

105. ASTM E92. Standard test method for vickers hardness of metallic materials. -American society for testing and materials, 2003. - 9 p.

106. ASTM E139. Standard test method for conducting creep, creep-rupture, and stress-rupture test of metallic materials. -American society for testing and materials, 2006. -12 p.

107. API Recommended Practice 934-A. Materials and Fabrication Requirements for 2 1/4Cr-1Mo, 3Cr-1Mo steel heavy wall pressure vessels for high-temperature, high-pressure hydrogen service. - American petroleum institute. First Edition, December 2000. - 9 p.

108. Охрупчивание конструкционных сталей и сплавов - Под ред. Брайента К.Л., Бенерджи С.К. - М.: Металлургия, 1988. - 552 с.

109. Бернштейн М.Л. Металловедение и термическая обработка стали: справ. изд. в 3-х т. Том I. Методы испытаний и исследований / 3-е изд., перераб. и доп. -М.: Металлургия, 1983. - 352 с.

110. Арзамасов Б.Н. Научные основы материаловедения: учебник для вузов / Б.Н. Арзамасов, А.И. Крашенинников, Ж.П. Пастухов и др. - М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 1994. - 366 с.

111. Попова Н.М. Карбидный анализ. - М.: Оборонгиз, 1957. - 100 с.

112. Горелик С.С., Расторгуев Л.Н., Скаков Ю.А. Рентгенографический и электроннооптический анализ металлов. - М.: Металлургия, 1970. - 366 с.

113. Пилющенко В.П., Винокур Б.Б., Кондратюк С.Е. и др. Справочник по практическому металловедению. Киев, Техника, 1984. - 256 с.

114. F.R. Larson & J. Miller. Transactions ASME. - Vol. 74, 1952. - P. 765-771.

115. Лившиц Л.С., Хакимов А.Н. Металловедение сварки и термическая обработка сварных соединений 2-е изд., перераб. и доп. - М.: Машиностроение, 1989. - 336 с.

116. Некрасова, Т. В. Дисперсионно упрочняемые экономнолегированные низкоуглеродистые мартенситные стали повышенной технологичности в машиностроении. автореф. на соик. уч. степ. к.т.н. - Пермь 2001. - 20 с.

117. Dr. Gabriel Potirniche, Prediction and Monitoring Systems of Creep-Fracture Behavior of 9Cr-1Mo Steels for Reactor Pressure Vessels, Technical Report, Nuclear energy university program. - 2009. - P. 1-210.

118. R.G. Baker and J. Nutting. The tempering of 2.25Cr-1Mo steel after quenching and normalizing // Journal of the iron and steel institute - Vol. 193, 1959. - P. 257-268.

119. Baltusnikas A. Levinskas R, Lukosiute I.: Kinetics of Carbide Formation During Ageing of Pearlitic 12X1MF Steel // Materials Science. - No.4 (13), 2007. - P. 286-292.

120. B.E. Peddle and C.A. Pickles. Carbide development in the heat affected zone of tempered and post-weld heat treated 2.25Cr-1Mo steel weldments // Canadian metallurgical quarterly. - Vol 40, No 1, 2001. - P. 105-126.

121. J.H. Woodhead and A.G. Quarrell. Role of Carbides in Low-Alloy Creep Resisting Steels // Journal of the Iron and Steel Institute. - Vol. 203, 1965. - P. 605-620.

122. K.J. Irvine, F.B. Pickering. The Tempering Characteristics of Low-Carbon Low-Alloy Steels // Journal of the Iron and Steel Institute. - Vol. 194, 1960. - P. 137-153.

123. Царюк А.К., Бреднев В.И. Проблема предупреждения холодных трещин (Обзор) // Автоматическая сварка. - №1, 1996. - C.36-40.

124. Martin Prager. ^allenges for the application of 2 У Cr 1 Mo V alloys in heavy wall high-temperature high-pressure hydro-processing equipment // The Materials Properties Council, Inc. USA. - 2009. - P.74-83.

125. Энгель Л., Клингеле Г. Растровая электронная микроскопия. -М.: Металлургия, 1986. - 232 c.

126. Вигли Д.А. Механические свойства материалов при низких температурах. Пер. с англ. М.: Изд-во Мир, 1974. - 376 с.

127. ПБ 03-576-03. Правила устройства и безопасной эксплуатации сосудов, работающих под давлением.