автореферат диссертации по металлургии, 05.16.01, диссертация на тему:Формирование структуры и свойств сварных соединений тонкостенных труб из ферритно-аустенитной стали 02Х22Н5АМЗ

На правах рукописи

УДК 621.791.754 621.785.362 620.193

ПОПОВ ВЛАДИМИР СЕРГЕЕВИЧ

Формирование структуры и свойств сварных соединений тонкостенных труб из ферритно-аустенитной стали 02Х22Н5АМЗ

Специальность 05.16.01- «Металловедение и термическая обработка

металлов»

Специальность 05.03.06- «Технологии и машины сварочного

производства»

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва-2005

Работа выполнена в Федеральном государственном унитарном предприятии «Государственный научный центр Российской Федерации - Научно-производственное объединение по технологии машиностроения (ЦНИИТМАШ) »

Научные руководители д-р. техн. наук, профессор канд. техн. наук

Официальные оппоненты д-р. техн. наук канд. техн. наук

Зубченко Александр Степанович Харина Ирина Лазаревна

Рымкевич Анатолий Иванович Чернобаева Анна Андреевна

Ведущая организация ФГУП ОКБ «Гидропресс»

Защита состоится «¡ЙГ> 2005г. в часов на заседании диссертаци-

онного Совета Д 217.042.01 при ФГУП «ЦНИИТМАШ» по адресу: 115088, г. Москва, ул. Шарикоподшипниковская д.4, ауд. 403

С диссертацией можно ознакомится в библиотеке ФГУП «ЦНИИТМАШ». Автореферат разослан «<&» *ивир 2005г.

Ученый секретарь

Диссертационного совета ,. д-р. техн. наук, профессор

Валисовский Игорь Васильевич

2006-Ц

гпщ

ВВЕДЕНИЕ

Теплообменники с технической пресной или морской охлаждающей водой широко применяются в энергетике, нефтехимии, газовой промышленности. Коррозия и эрозионный износ материалов и загрязнения охлаждающей среды продуктами коррозионных процессов сокращают продолжительность работы теплообменного оборудования и приводят к выходу из строя установок и аппаратуры, находящейся в замкнутом цикле технологических процессов.

Повреждаемость теплообменного оборудования оказывает отрицательное влияние на надежность и экономичность работы энергетического оборудования. Из-за снижения нагрузки и простоев для ремонта протечек теплообменных поверхностей парогенераторов, подогревателей высокого и низкого давления, конденсаторов энергоблоков АЭС, недовыработка электроэнергии может составлять до 10%.

Наиболее частые повреждения паровых конденсаторов обусловлены разрушением конденсаторных труб. Несмотря на то, что протечки труб редко вынуждают к отключению паровых конденсаторов, но они практически всегда приводят к кратковременному снижению нагрузки для того, чтобы найти протечки и заглушить неплотные трубы.

Согласно статистическим данным отказы в работе паровых конденсаторов связаны, главным образом, с возникновением в трубах коррозионных повреждений. Со стороны воды эти повреждения обусловлены эрозионной коррозией и локальной коррозией в виде питгингов и желобов растрава.

При использовании труб из латуни и медно- никелевых сплавов обычные протечки вальцованных соединений могут многократно усилиться вследствие коррозионных процессов за счет гальваноэффекта. Неплотности трубных систем (негерметичность завальцовки, перфорация труб) особенно пагубны для атомных энергетических установок, охлаждаемых водой под давлением. Неплотности усиливают вынос меди в теплоноситель 2-го контура. Повышенная концентрация меди при периодическом (даже кратковременном) повышении кислорода в теплоносителе увеличивает риск разрушения труб парогенераторов из стали 08Х18Н10Т вследствие коррозионного растрескивания под напряжением.

Наиболее радикальным способом повышения долговечности паровых конденсаторов и повышения мощности турбоагрегатов является применение труб из нержавеющих сталей. Нержавеющие стали ряда марок существенно превосходят сплавы на медной основе по коррозионной стойкости, в первую очередь по стойкости против локальной, питтинговой коррозии. Применение нержавеющих сталей создает возможность обеспечения плотности конденсаторов за счет обварки труб в трубных досках, уменьшает опасность гальванической коррозии.

Для изготовления теплообменного оборудования за рубежом все большее применение находят ферритно-аустенитные (дуплексные) нержавеющие стали, хорошо зарекомендовавшие себя при работе во многих агрессивных средах при температурах от минус 50 до плюс 300°С. Когда рассматривается вопрос о выборе дуплексной нержавеющей стали для подогревателей, конденсаторов, испарителей и т.п., главным является сопротивление мятепияла локальной коррозии. Среди главных

факторов, которые влияют на склонность к питгингообразованию стали, следует отметить температуру, содержание хлоридов, рН.

Цель настоящей диссертационной работы состоит в том, чтобы с учетом указанных выше факторов определить приемлемый состав ферритно-аустенитной стали, устойчивой против питтингообразования в условиях теплообмена с охлаждающей технической пресной водой, и разработать технологию изготовления тонкостенных прямошовных сварных труб для возможного использования при изготовлении теплообменного оборудования, в частности конденсаторов паровых турбин.

Задачи работы. В связи с известным влиянием состава, структуры, температурного воздействия на стойкость к питгинговой коррозии, а также, учитывая, что сварка тонкостенных труб в линиях трубосварочных станов производится Аг-дуговым методом вольфрамовым электродом без присадочных материалов, для решения проблемы использования дуплексных сталей взамен медных сплавов для трубных систем теплообменного оборудования необходимо было решить следующие детали:

• обосновать возможность использования ферритно-аустенитной стали 02Х22Н5АМЗ дня теплообменных труб конденсаторов турбин, использующих для охлаждения техническую пресную воду естественных водоемов;

• исследовать влияние нагрева до различных температур (при скоростях нагрева и охлаждения, характерных для сварки) на микроструктуру и свойства стали 02Х22Н5АМЗ;

• исследовать возможность благоприятного формирования структуры и химического состава в тонкостенных трубах при аргонодуговой сварке вольфрамовым электродом с различным добавлением азота в защитный и подцувочный газ;

• определить влияние структуры и фаз-выделения на стойкость сварных соединений тонкостенных труб к питгинговой коррозии;

• определить температурно-временные режимы термической обработки труб в процессе изготовления в линии трубосварочного стана.

Методы исследований включают оценку стойкости нержавеющих сталей против питтингообразования путем расчета значений параметра PRE- эквивалента питтингообразования, прямых испытаний в соответствии с ГОСТ 9.912-89 (ASTM G48), выбор по результатам этих испытаний оптимального состава стали для теплообменного оборудования с охлаждающей технической пресной водой, металлографический анализ и электронную микроскопию структуры основного металла и сварных соединений, рентгеноструктурный фазовый анализ, другие стандартные и специальные методы исследований свойств стали и сварных соединений. Новыми научными результатами являются:

• экспериментально установленная зависимость структуры стали 02Х22Н5АМЗ от температуры нагрева, имитирующего термический цикл сварки. После импульсного нагрева до 1300°С и 1400°С в стали 02Х22Н5АМЗ резко возрастает содержание ферритной составляющей структуры. Показано, что в металле швов, образованных за счет расплавления состыкованных кромок, формируется однофазная ферритная структура с выделениями нитридов Cr2N и мелкодисперсных интерметаллидов;

• подтвержденный испытаниями по ГОСТ 9.912-89 в 10%-ном водном растворе FeCl3-6H20 вывод о том, что не выделения нитридов хрома, а мелкодисперсные ин-терметаллиды способствуют проявлению склонности сварных соединений стали 02Х22Н5АМЗ к питтингообразованию. Обосновано применение термической обработки сварных труб при температуре ~1050°С, способствующей формированию дуплексной структуры металла сварных соединений без вторичных выделений и обеспечивающей их стойкость против питгинговой коррозии;

• расчеты процессов нагрева тонкостенных труб 028x0,7мм при движении в пространстве печи в линии трубосварочного стана. На основе разработанных моделей теплообмена между трубой и внутрипечным пространством выполнен расчет технологических параметров печи, обеспечивающих оптимальный режим термической обработки труб в линии стана.

Практическая ценность

На основании результатов проведенных исследований обосновано применение ферритно-аустенитной стали 02Х22Н5АМЗ для изготовления тонкостенных труб, пригодных для изготовления теплообменного оборудования, работающего с охлаждающей технической пресной водой. Разработана технология изготовления ленты (штрипса) толщиной 0,7мм и прямошовных сварных труб 028x0,7мм из стали 02Х22Н5АМЗ, рекомендации по увеличению стойкости сварных соединений к пит-тинговой коррозии путем добавления азота в защитный газ, а также проведением послесварочной термообработки при температуре 1050°С в проходной печи, смонтированной в линии трубосварочного стана, опробованные на ОАО ММЗ «Серп и Молот» и ОАО МТЗ «Филит» при изготовлении опытных партий ленты и труб.

Разработана технологическая документация ТУ 27.02.09.001-2003 «Лента холоднотянутая резаная из коррозионностойкой стали марки 02Х22Н5АМЗ (SAF 2205) в рулонах» и ТУ 27.02.09.002-2003 «Трубы стальные электросварные из коррозионностойкой стали марки 02Х22Н5АМЗ (SAF 2205).

Апробация работы Результаты работы были доложены в 2004г. на четвертой Международной научно-технической конференции «Безопасность, эффективность и экономика атомной энергетики. МНТК-2004». Работа в целом обсуждалась на научном семинаре отдела сварки ФГУП ЦНИИТМАШ.

Публикации По теме диссертации опубликованы две статьи в журнале «Тяжелое машиностроение», № 1 и №10,2004г.

Объем работы Работа содержит 127с. машинописного текста в том числе приложения на 17с. ТУ 27.02.09.001-2003 «Лента холоднокатаная резаная из коррозионностойкой стали марки 02Х22Н5АМЗ (SAF 2205) в рулонах», ТУ 27.02.09.002-2003 «Трубы стальные электросварные из

коррозионностойкой стали марки 02Х22Н5АМЗ (SAF2205), 18 таблиц, 42 иллюстрации, 9 графиков и список литературы из 79 наименований.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы, поставлена цель работы, сформулирована научная новизна и практическая ценность достигнутых результатов, сформулированы задачи исследования.

В разделе 1 описывается принципиальная конструкция и условия работы паровых конденсаторов турбин атомных энергоблоков с реакторами ВВЭР-1000. Показаны результаты исследования поврежденных конденсаторных труб из сплава МНЖ 5-1. В результате визуального осмотра на внешней поверхности труб обнаружены дефекты в виде наростов, сквозных отверстий в стенке, язв на внешней поверхности.

Исходя из результатов визуального осмотра внешней и внутренней поверхностей труб, можно однозначно заключить, что хаотически расположенные локальные повреждения, приводящие в отдельных местах к перфорации, являются следствием коррозионных процессов. Коррозионные повреждения на внутренней стороне трубы обусловлены воздействием охлаждающей воды.

По результатам рентгеноструктурного и микрорентгеноспектрального анализа фазового и химического состава наросты на поверхности труб из сплава МНЖ 5-1 представляют собой продукты коррозии, состоящие в основном из окисла СигО.

Условия работы паровых конденсаторов предусматривают персонифицированный подход к выбору металла для конденсаторных труб, исходя из агрессивности охлаждающей воды предполагаемого источника, а также расчетной температуры стенки трубы, как факторов, совокупность которых ответственна за инициирование и развитие наиболее опасного для тонкостенных труб процессов питтинговой коррозии.

В связи с этим при выборе материала для конденсаторных труб были сформулированы следующие требования к свойствам:

• высокая общая коррозионная стойкость, иммунитет против питтинговой коррозии, коррозии под напряжением;

• удовлетворительные теплофизические свойства и коэффициент теплового расширения, близкий к углеродистым сталям;

• высокая стойкость против эрозии, исключение выноса меди в пароводяной контур для снижения риска коррозионного растрескивания теплообменных поверхностей парогенератора.

Как было показано, этим требованиям удовлетворяют ферритно-аустенитные стали, которые и были выбраны в качестве перспективного материала для теплообменных труб.

В разделе 2 представлены результаты анализа в основном, зарубежной технической литературы по вопросу коррозионной стойкости, механических свойств и физических характеристик известных ферритно-аустенитных нержавеющих сталей. На рис. 1 -4 показана высокая стойкость дуплексных сталей по сравнению с аусте-нитными к питтинговой коррозии и коррозии под напряжением, представлены значения механических и физических свойств основного металла дуплексных нержавеющих сталей.

Можно увидеть, что дуплексные стали могут рассматриваться в качестве конструкционного материала для изготовления теплообменного оборудования, в том числе конденсаторов паровых турбин, так как обладают следующими свойствами:

• стойкостью против питтинговой коррозии в водных растворах хлоридов;

• не проявляют склонности к коррозионному растрескиванию под напряжением;

• благодаря высокой прочности обладают высокой стойкостью против эрозионной коррозии;

• имеют тепловое расширение на уровне углеродистых сталей (что важно при изготовлении корпусов теплообменников из нелегированных сталей);

904Ц Ъгзо Ьп

1 1 1 Ч, ч. ЯшЛа» 1

1 1 \ 3205

1 \ ►АГ 234

ч «ч А181Э04 КМ1.

О 0001 0.001

с904Ь-20%Сг+25%№+4, 5Мо; 8АР2205-22%Сг+5%т+0,2%Ы; 25Сг05Б-25%С.г+3%Мо; 254БМО-20%Сг+18%М+6,1Мо; БАР2507-25%Сг+7%Ш+3%Мо) Рисунок 1 Критическая температура питтинговой коррозии в 6%-он водном растворе РеС1з.

(316Ь-17%Сг+10%т+2%Мо, 304Ь-18%Сг+10%Ш, БАР 2304-23%Сг+4%т+0,3%Мо, Батсго 28-27%Сг+32%№+3,5%Си) Рисунок 2 Сопротивляемость коррозии под напряжением сг-Я^ СОт- 8 ррт), 103 часов.

Рисунок 3 Минимальные значения Яро,2- дуплексных сталей.

О 6 10 15 20

Рисунок 4 Коэффициенты теплового расширения сталей различных классов в интервале температур 30-100 "С.

В разделе 3 выбран базовый состав стали для трубных систем теплообменного оборудования.

Из анализа литературных данных и испытаниях, проведенных в ЦНИИТМА-Ше, а также с учетом состава технической пресной воды внутренних водоемов охладителей АЭС был сделан выбор в пользу стали 02Х22Н5АМЗ, известной за рубежом как марка SAF 2205,1.4462, S31803.

Проведены исследования стойкости против питгинговой коррозии сварных соединений стали 02Х22Н5АМЗ, выполненных на холодно- и горячекатаном листовом прокате толщиной 4 и 6 мм, трубах 0111,5x6,2мм, 016x0,7мм и 028x0,7мм.

Из таблицы 1 видно, что стойкость против питгинговой коррозии указанных сварных соединений не однозначна.

Структура основного металла во всех случаях практически одинакова 50%Ф+50%А, а металл шва и околошовной зоны по структуре принципиально отличаются.

У сварных швов, выполненных с применением присадочных материалов, содержащих большее (-8%) количество никеля по сравнению с основным металлом (~5%), наблюдается ферритно-аустенитная структура. В то же время, микроструктура швов тонкостенных труб 016x0,7мм и 028x0,7мм, выполненных за счет расплавления состыкованных кромок представляет из себя преимущественно феррит с крупными зернами.

Таблица 1 Результаты испытаний на стойкость против питтинговой коррозии сварных соединений 02Х22Н5АМЗ в 6%-ном водном раствореРеСЬ при длительности выдержки 24 часа__

Свар- Темпе- Темпе- Состояние поверхности образцов после испытаний

ные ратура ратура (наличие очагов ПК)

соеди- термо- испы- сварного соединения Основ-

нения обра- таний, Корня ОШЗсо Усиление 01113 со ного ме-

ботки,°С °С шва сторон корня шва стороны усиления талла

На 1100, 20 нет нет нет нет нет

листах 15 мин. 30 нет нет нет нет нет

4 мм вы- 40 есть нет есть нет нет

На держки 20 нет нет нет нет нет

листах 30 нет нет нет нет нет

6 мм 40 нет нет нет нет есть

На нет 20 нет нет нет нет нет

трубах 30 нет нет нет нет нет

0111,5 х6,2 ТЮ 40 есть есть на расстоянии ~15 мм от центра шва есть нет нет

На нет 20 нет нет нет нет нет

трубах 30 нет нет нет нет нет

0111,5 40 есть есть на есть нет нет

х6,2 расстоя-

мм, нии

ПС+ ~ 15 мм

ММА от центра шва

На нет 30 Полное — Полное — нет

трубах раство- растворе-

16x0,7 рение ние ме-

мм металла шва талла шва

На нет 30 Полное — Полное — нет

трубах раство- растворе-

28x0,7 рение ние ме-

мм металла шва талла шва

Ферритная структура металла шва сварных соединений труб обусловлена меньшим содержанием никеля в металле шва, соответствующим стали 02Х22Н5АМЗ в связи со сваркой путем расплавления кромок, а также с уменьшением содержания азота вследствие его дегазации из металла шва и онолошовной зоны при сварке.

В микроструктуре металла шва и оюлошовной зоны обращает на себя внимание образованиенитридовхромаи мелкодисперсных интерметаллидов(рис. 5)

В публикациях по сварке дуплексных сталей с выделениями нитридов хрома связывают потерю стойиэсти сварных соединении против питганговой коррозии. В разделе4 исследовано влияние скоростного нагрева и охлаждения, имитирующего термический цикл сварки, на микроструктуру и ударную вязкость стали 02Х22Н5 АМЗ.

Имитацию сварочного нагрева проводили с помощью установки скоростного нагрева конструкции ЦНИИТМАШ. По режиму:Тмакс=680°С ...1400°С, \Уохл~60°С/с.

Металл шва

Рисунок5 Микроструктура прямошовных тонкостенных труб

Соотношение феррита и аустенита в образцах определялось методами оптической металлографии и рентгеноструктурного анализа. В основном металле выявлено 55 % феррита и 45%ау стенита.

В таблице 2 можно увидеть, что с повышением Тмакс ~ 1000°С фазовый оостав и микроструктура стали, практически не изменяется. В случае кратковременного нагревало 1050°С ...1400°С в структуре возрастает содержание феррита.

Таблица2 Свойства стали 02Х22Н5АМЗ с имитированной зоной термического

влияния

т °г 'макс, ^ 680 810 960 1020 1050 1300 1400

w ттОХЛ 9 60 60 60 60 60 60 60

"С/с.

Структура 43 %А 44 %А 45 %А 44%А 38%\ 25 %А 20%А

А, Ф, % 57%Ф 56%Ф 55%Ф 56%Ф 62 %Ф 75 %Ф 80%Ф

КСУ, 209 210 220 205 199 154 130

Дж/см2 215 212 221 225 207 201 156

Вследствие значительного возрастания ферритной составляющей и заметного роста ферритного зернаударная вязкость образцов, подвергнутых нагреву до 1300°С и 1400°С заметно снизилась, хотя и не столь существенно, чтобы считать это состоянием склонности кхрупюму разрушению.

Исследована возможность влияния азота в защитном и поддувом ном газе металла шва и зоны термического влияния сварных соединений стали 02Х22Н5АМЗ. Сварю,' труб проводили в смеси защитных газов (Аг+Ы). Для определения содержания азота в металле шва был использован метод лазерной масспекгрометрии (рис.6).

* 024 | 022

ä0 2 018

в

ff 016 2 014

В 012 1 01

Типичный диапазон со-

} держания азота в основном металле для стали типа 2205.

4 6 8 10 12 в азеп в эмципмм г«м, %

Рисунокб. Содержание азота в металле шва в зависимости от состава атмосферы при сварке

Из рисунка 6 видно, что высокая концентрация азота в металле шва достигается при его концентрации в защитной атмосфере в пределах 6-8%. Дальнейшее увеличение концентрации азота не оказывает существенного влияния на его содержат ние в металле шва. При большом количестве азота в защитном газе наблюдалось значительное изнашивание вольфрамового электрода, что приводило к ухудшению зажигания и стабильности горения дуги. При иэличесгве азота в защитном газе -40% в металле шва наблюдались вольфрамовые включения, что отрицательно влияет на коррозионную стойиэсть металла шва.

Увеличение содержания азота в металле шва приводит к уменьшению содержания феррита в структуре- до 35%-40%, что даже ниже, чем у основного металла (рис.7).

0188 0,17 0186 0.197 0.216 0227 0.229 N ,%мс

* 0,22

О 0,03 0 08 0 09 012 015 Раетоянм от поверхности со стороны

Рисунок7. Влияние содержания азота на структуру металла шва.

Рисунок 8. Распределение азота в металле шва по толщине со стороны корневой части

Количество азота в металле шва может быть увеличено также путем его подачи внутрь трубы при сварке. Распределение азота в металле шва по толщине со стороны мэрия, исследованное методом лазерной мае спектрометрии, показано на рис. 8.

Анализ полученных результатов показывает, что азот обогащает слой толщиной 0,05-0,06 мм оо стороны проплава. В пределах данного слоя концентрация азота снижается с 0,215% до 0,193% при исходном содеряании в основном металле 0,178%.

Концентрация азота в металле шва практически одинакова как при использовании чистого азота, так и для случая смеси аргона и азота (50%), подаваемого виутрь трубы при свар ке. При нэнцентрации азота от 5-35% какого- либо значимого изменения концентрации азота в металле шва не обнаружено.

На поверхности метала шва в корне наблюдалась небольшая область с преимущественно аустенитной структурой по размерам, соизмеримая с областью обогащенной азотом, т.е. 0,05-0,06 мм.

Влияние азота в защитном газе на коррозионную стойкость метала шва сварных соединений стали 02Х22Н5АМЗ представлено нарис. 9.

а б

Крпичаство азота в зицитном пм,%

Количество азота а защитном газе, %

Рисунок9 Влияние содержания азота в защитном газе, подаваемом через сопло сварочной горелки (а) и внутрь трубы (б) на стойкость металла шва кпиттинго-образованию.

Прея ставлены исследования и оптимизация параметров. Изучено влияние фаз-вьщелений на стойкость сварных соединений труб 028x0,7мм, выполненных в защитной атмосфере аргона(без добавок азота).

Исследована микроструюура металла шва и основного металла труб 028x0,7мм в состоянии после сварки и термической обработки при различных температурах (900°С, 950°С, 1000°С, 1050°С) с выдержкой 30 минут и различной скорости охлаждения (закал ка, охлаждение на спокойном юздухе).

В металле швов, не подвергнутых послесварочной термообработке, в феррит-ной фазе (рис. 10.) методом просвечивающей электронной микроскопии выявлены сильно травящиеся фазы в виде палочек длиной до 1 мкм (рис. 11). Рентгенострук-турным фазовым анализом установлено, что эти образования являются нитридом ОгИ.

основной

шов

х10000

Рисунок 10 Микроструктура сварного соединения трубы 028x0,7мм из стали 02Х22Н5АМЗ (без термической обработки)

Рисунок 11 Нитриды Сг2Ы в металле шва в исходном состоянии- без термической обработки

Было установлено, что нагрев до 1000°С и выше способствует растворению нитридов хрома. Однако в структуре металла шва наблюдаются весьма мелкодисперсные выделения интерметаллидов. Очевидно, с их присутствием связана по-прежнему высокая склонность к пштингообразованию сварных швов и зоны термического влияния сварных соединений тонкостенных труб.

Полное растворение вторичных фаз и повышение критической температуры питтингообразования до уровня основного метала (40°С) удалось получить при температуре термообработки 1050°С.

Критерием стойкости против питтинговой коррозии являлись результаты визуального осмотра наружной и внутренней поверхностей сварного шва и околошовной зоны в сопоставлении с состоянием поверхности основного металла.

Результаты испытаний против стойкости к питтинговой коррозии сварных соединений, термообработанных при указанных выше температурах, представлены в таблице 3.

Определение оптимального режима термообработки проводили на поперечных образцах, отобранных от холоднокатаной ленты из стали 02Х22Н5АМЗ толщиной 0,7 мм и термообработанных в лабораторной печи по режимам: 950°С, 1000°С, 1060°С, 1100°С, 1120°С с выдержкой 1 минута, охлаждение- вода.

Испытания образцов свидетельствуют о том, что сокращение выдержки в районе 1050°С до ~1 минуты не снижает стойкости против питтинговой коррозии. Этот режим (1050°С, 1 минута охлаждение- вода) был применен при изготовлении опытной партии сварных труб на ОАО МТЗ «Филит».

Представлены исследования и оптимизация параметров термообработки тонкостенной трубы 028x0,7мм в проходной электрической печи, конструкции ЦНИ-ИТМАШ, опробованной при сварке опытной партии труб на ОАО МТЗ «Филит».

Таблица 3 Результаты испытаний на стойкость против питтинговой коррозии сварных соединений тонкостенных труб 028x0,7мм из стали 02Х22Н5АМЗ при 4042, длительность 24 часа_

Термо- Струк- Сварное соединение Ос-

обра- тура ме- новной

ботка, °С талла шва металл

Корень ОШЗсо Усиление ОШЗсо

шва стороны корня шва стороны усиления

1 2 3 4 5 6 7

нет Ф»80% А«20%, нет

Сг2Н Мелко- Металл шва полностью растворился

дисперс-

ная фаза

900,30 Ф«70% есть есть есть есть нет

мин. А«30%, Сг2Ы, Мелкодисперсная фаза

950, 30 Ф«63% есть есть есть есть нет

мин. А«37%, сздм, Мелкодисперсная фаза

1000,30 Ф»58% есть есть есть есть нет

мин. А«42%, Мелкодисперсная фаза

1050, 30 Ф*50% нет нет нет нет нет

мин. А«50%

Рисунок 12. Продольное сечение рабочего пространства печи, расположение нагревательных стержней и зон нагрева по длине печи.

На рисунке 12 показан горизонтальный разрез печи с 108 вертикальными нагревателями, с группированными в четырех зонах на длине 2330мм. Первые три зоны содержат по 12 пар нагревателей, температура нагревателей по зонам регулируется независимо. Расчет температур проведен из условия прогрева трубы до 1050°С -1100°С при ее движении в линии стана со скоростью V=3 м/мин за 47 секунд и 1,5м/мин. за 94 секунды. Полезная мощность при нагреве трубы, рассчитывается q=(t2-ti)-V-Cv-K-d-5 при ti=20°C, t2=1050°C, V=3m/mhh.,

Cv=4,27-106 Дж/(м3-°С), составляла 13,6 кВт. С учетом потерь на конвективные потоки и излучение наружной поверхности печи ее тепловой мощности оценивается в 21 кВт.

Разработаны математические модели теплообмена между трубой и внутри-печным пространством, позволяющие свести расчет процесса нагрева трубы путем суммирования приращений температуры после прохождения отдельных ячеек печи. Условия нагрева отдельных зон печи для обеспечения указанной выдержки металла при 1050°С -1100°С, рассчитанные с использованием математических моделей, приведены на рис. 13 (при V=l,5 м/мин) и 14 (при V=3 м/мин).

т*с '

1600

1200

1000

^ температурЫ нагревателей по зонам

--¡2 температуры трубы

------------------^ температурЫ поверхности футеровки

Рисунок 13. Распределение температур трубы, внутренней поверхности футеровки и нагревателей по длине печи и по времени при У= /, 5м/мин, 12*01=1080 "С

535353532323482323232323234848

¡1 температуры нагревателей по зонам

--<2 температуры трубы

------------------------температуры поверхности футеровки

Рисунок 14. Распределение температур трубы, внутренней поверхности футеровки и нагревателей в ячейках по длине печи и по времени при У=3 м/мин, ¡2тах=1050"С

В разделе 6 описано изготовление опытной партии ленты (штрипса) и труба 028x0,7 мм из стали 02Х22Н5АМЗ на ОАО ММЗ «Серп и Молот» и ОАО МТЗ «Филит».

Для изготовления ленты (штрипса) был использован сляб из стали вАР 2205 размерами 105x350x4080 мм, закупленный у фирмы «8апсМк», состава: С=0,014%, 81=0,48%, Мп=0,79%, Р=0,022%, 8=0,007%, Сг=22,21%, N¡=5,202%, Мо=3,15, N=0,171%. Прокатка осуществлялась с частыми обжатиями, вначале за 5 проходов до 18 мм, а затем в чистовой группе клетей до 3,5 мм с нагревом выше 1000°С. Технологическая схема окончательной холодной прокатки до 0,07мм была завершена термообработкой в водородной печи и роспуском на ширину 88 мм, необходимую для изготовления прямошовных труб 028мм.

Изготовление опытной партии труб производилась на трубоэлектросварочном агрегате «ТЭСА 8-25», оснащенном современными средствами автоматизации процесса изготовления труб и контроля их качества.

Опытно- промышленная партия труб 028x0,7 мм из стали 02Х22Н5АМЗ, была изготовлена, в основном, по сложившейся технологии на трубосварочных станах завода ОАО МТЗ «Филит».

Для коррозионно- металловедческих исследований металла опытно- промышленной партии в ЦНИИТМАШ были поставлены трубы, сваренные и термообрабо-танные с применением режимов, указанных в табл.4.

Таблица 4 Результаты испытаний стойкости основного металла и металла шва к

Скорость сварки м/мин Термообработка, °С Температура испытаний, °С Состояние поверхности

металл шва основной металл

3 1050, ЗОмин (стационарная печь) 30 нет нет

40 нет нет

3 Без термообработки 30 Полное растворение металла шва Нет

40 Полное растворение металла шва нет

1,6 1050, в линии стана 30 нет нет

40 нет нет

Микроструктура основного металла труб стали 02Х22Н5АМЗ -феррит+аустенит.

Структура металла швов, не подвергнутых послесварочной термообработке, в основном ферритная, в ферритной фазе присутствуют выделения сильно травящихся нитридов хрома СггИ и мелкодисперсных интерметаллидов.

Послесварочная термообработка приводит к практическому исчезновению мелкодисперсной фазы в металле шва. При этом микроструктура практически соответствует основному металлу.

Сварные соединения труб, подвергнутые термической обработке в стационарной печи при 1050°С длительностью 30 минут и во встроенной в линию стана при 1050°С при У=1,6м/мин, не проявили склонности к питтинговой коррозии в 6%-ном водном растворе РеС13 при 40°С, что соответствует основному металлу.

Отрезки труб 028x0,7мм длиной 30 мм в состояниях без термообработки и в термообработанном состоянии успешно прошли испытания на сплющивание по ГОСТ 8695-75 до расстояния между сплющивающими поверхностями, равным 1/ЗД„ наружного диаметра, а также на раздачу по ГОСТ 8694-75.

По результатам испытаний вальцовочных соединений труб из стали 02Х22Н5АМЗ с трубными досками, выполненных пятироликовыми вальцовками с различными крутящим моментом, установлена возможность обеспечения газовой плотности соединений труба- трубная доска при следующем сочетании технологических операций:

- предварительная раскатка трубных отверстий 0 28,3 до 0 28,6 мм с упрочнением цилиндрической части отверстий;

- отработка отверстий шариковым раскатииком для создания на их поверхности гребенчатого профиля с выступами высотой 0,09-0,11 мм;

- после насыщения трубных досок трубами предварительная раскатка труб в отверстиях пятироликовой вальцовкой с крутящим моментом ~ 1 кГм;

- окончательная вальцовка труб пятироликовой вальцовкой с крутящим моментом 3,1-3,3 кГм.

общие вывода

1. Повышение долговечности трубных систем конденсаторов паровых турбин атомных энергоблоков с реакторами ВВЭР-1000 возможно путем замены склонных к питгингообразованию медно- никелевых сплавов (в частности МНЖ 5-1), на нержавеющие ферритно-аустенитные (дуплексные) стали. При этом будут также исключены протечки вальцованных соединений труб в трубных досках за счет гальваноэффекта, а также выноса меди в теплоноситель 2-го контура (вызывающей коррозионное растрескивание теплообменных труб парогенераторов).

2. С учетом информации о составе технической пресной воды водоемов- охладителей Российских АЭС, опубликованных данных и результатов собственных исследований стойкости против питтинговой коррозии, склонности к коррозионному растрескиванию под напряжением, а также уровня механических свойств и физических характеристик (теплопроводности, термического расширения), в качестве базового состава для теплообменных труб конденсаторов паровых турбин выбрали сталь 02Х22Н5АМЗ, известную за рубежом под маркой SAF 2205,1.4462, S31803.

3. В связи с влиянием состава, структуры, температурного воздействия процесса сварки на коррозионную стойкость ферритно- аустенитных сталей исследовано влияние нагрева до различных температур (при скоростях нагрева и охлаждения, характерных для сварки) на структуру и свойства стали 02Х22Н5АМЗ. Показано, что импульсный нагрев до температур, не превышающих 1000°С с последующим охлаждением со скоростью ~60°С/с не вызывает изменений в структуре стали 02Х22Н5АМЗ. Нагрев до 1050°С и вплоть до 1400°С приводит к значительному возрастанию содержания феррита в структуре, резкому укрупнению ферритных зерен и некоторому снижению ударной вязкости стали.

4. Показано, что стойкость сварных соединений против питтинговой коррозии обеспечивается уже в исходном после сварки состоянии, без термической обработки, в случае использования сварочных процессов с присадочным материалом (проволоки при Аг- дуговой сварке вольфрамовым электродом или покрытыми электродами) с более высоким (до 8%) содержанием никеля по сравнению со сталью 02Х22Н5АМЗ (-5%).

5. У сварных соединений тонкостенных труб из стали 02Х22Н5АМЗ выполненных Аг- дуговой сваркой вольфрамовым электродом, с металлом шва, образованным за счет оплавления состыкованных кромок, после сварки (без термообработки) обнаружена склонность к питтинообразованию в 6%-ном водном растворе FeCI3. Структура металла швов, в основном, состоит из грубых зерен феррита с выделениями нитридов Cr2N и мелкодисперсных интерметаллидных фаз.

6. Установлено, что использование при Ar- дуговой сварке вольфрамовым электродом смеси Ar+(6...8)%N2 и поддувки азотом внутренней поверхности труб позволяет сформировать ферритно-аутстенитную структуру без существенных выделений вторичных фаз и обеспечить сварным соединениям стойкость против пит-тинговой коррозии на уровне основного металла.

7. Для прямошовных тонкостенных труб из стали 02Х22Н5АМЗ обосновано применение термической обработки непосредственно в процессе изготовления на трубосварочных станах путем нагрева в проходной печи при температуре ~1050°С длительность ~1 минута.

8. Разработаны математические модели теплообмена между трубой и внутренней поверхностью проходной печи, использованные для расчета температур в отдельных зонах внутрипечного пространства, обеспечивающих при заданной скорости движения труб в линии стана необходимый режим нагрева (1050°С -1100°С, 1 минута).

9. Изготовлена опытная партия ленты (штрипса) и прямошовных сварных труб из стали 02Х22Н5АМЗ в условиях ОАО ММЗ «Серп и Молот» и ОАО МТЗ «Филит» по сложившимся на заводах технологиям. Испытания сварных труб в 6%-ном водном растворе FeCb длительностью 24 часа показали их стойкость против питтинговой коррозии вплоть до 40°С. Сварные трубы выдержали испытания на сплющивание и раздачу. Методом вальцовки возможно обеспечить газовую плотность этих труб в трубных досках.

Основные результаты опубликованы в следующих работах:

1. Давиденко H.H., Саломеев В.А., Зубченко A.C., Харина И.Л., Корнеев А.Е., Попов B.C. Выбор стали и разработка технологии изготовления труб для конденсаторов турбин// Тяжелое машиностроение -М. 1/2004 с. 24-28

2. Зубченко A.C., Колосков М.М., Амельянчик A.B., Широлапова Т.Б., Попов B.C. Исследование и оптимизация параметров термообработки тонкостенной сварной конденсаторной трубы из нержавеющей стали в проходной электрической печи//Тяжелое машиностроение-М. 10/2004 с. 10-18.

«120

РНБ Русский фонд

2006-4 28269

Подписано в печать 04.05.2005г. Тираж 100 экз Печать офсетная. Усл. Печ. л. 1,0. Бумага офсетная Формат 60x84 1/16. Заказ №511.

Типография «Политехник» 127005, г Москва, ул. Мневники, 4

ВВЕДЕНИЕ.

1. ОПЫТ ЭКСПЛУАТАЦИИ КОНДЕНСАТОРОВ ПАРОВЫХ ТУРБИН.

1.1 Особенности конструкций конденсаторов паровых турбин.

1.2 Исследование характера повреждений конденсаторных труб из сплава МНЖ 5-1 в процессе эксплуатации.

1.3 Требования, предъявляемые к материалам конденсаторных труб.

2. АНАЛИЗ КОРРОЗИОННОЙ СТОЙКОСТИ, МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ И ФИЗИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК ИЗВЕСТНЫХ ФЕРРИТНО-АУСТЕНИТНЫХ (ДУПЛЕКСНЫХ) НЕРЖАВЕЮЩИХ

СТАЛЕЙ.

2.1 Стойкость против питтинговой коррозии.

2.2 Стойкость против коррозии под напряжением.

2.3 Механические свойства и физические характеристики дуплексных сталей.

3. ВЫБОР БАЗОВОГО СОСТАВА СТАЛИ ДЛЯ ТРУБНЫХ СИСТЕМ ТЕПЛООБМЕННОГО ОБОРУДОВАНИЯ.

3.1 Состав технической пресной воды внутренних водоемов-охладителей АЭС.

3.2 Стойкость нержавеющих сталей против локальных видов коррозии.

3.3 Оценка свариваемости стали 02Х22Н5АМЗ.

4. ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ СТРУКТУРЫ И ФАЗ- ВЫДЕЛЕНИЙ НА СТОЙКОСТЬ К ПИТТИНГОВОЙ КОРРОЗИИ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ СТАЛИ 02Х22Н5АМЗ.

4.1 Влияние термического цикла сварки на структуру и ударную вязкость стали.

4.2. Влияние азота при сварке на фазовый состав и коррозионные свойства сварных соединений.

4.3. Влияние фаз-выделений на стойкость сварных соединений к питтинговой коррозии.

4.4 Изучение влияния температурно- временного режима термообработки на микроструктуру и механические свойства стали 02Х22Н5АМЗ.

5. ИССЛЕДОВАНИЕ И ОПТИМИЗАЦИЯ ПАРАМЕТРОВ ТЕРМООБРАБОТКИ ТОНКОСТЕННОЙ ТРУБЫ 028x0,7 мм В ПРОХОДНОЙ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ПЕЧИ.

5.1 Принципиальная конструкция нагревательной печи и способы нагрева труб в линии трубосварочного стана.

5.2 Расчёт технологических параметров режимов нагрева трубы в проходной печи.

6. ИЗГОТОВЛЕНИЕ ОПЫТНОЙ ПАРТИИ СВАРНЫХ ТОНКОСТЕННЫХ ТРУБ 028X0,7мм ИЗ СТАЛИ МАРКИ 02Х22Н5АМЗ (SAF 2205).

6.1 Изготовление ленты из сляба стали марки

02Х22Н5АМЗ (SAF 2205) на ОАО ММЗ «Серп и Молот».

6.2 Изготовление опытно- промышленной партии труб 028x0,7мм на ОАО МТЗ «Филит».

6.3. Исследование структуры и коррозионной стойкости, металла опытной партии сварных труб.

6.4 Механические свойства сварных труб после термообработки.

Теплообменники с технической пресной или морской охлаждающей водой широко применяются в энергетике, нефтехимии, газовой промышленности. Коррозия и эрозионный износ материалов и загрязнения охлаждающей среды продуктами коррозионных процессов сокращают продолжительность работы теплообменного оборудования и приводят к выходу из строя установок и аппаратуры, находящейся в замкнутом цикле технологических процессов.

Повреждаемость теплообменного оборудования оказывает отрицательное влияние на надежность и экономичность работы энергетического оборудования. Из-за снижения нагрузки и простоев для ремонта протечек в теплообмен-ных поверхностей парогенераторов, подогревателей высокого и низкого давления, конденсаторов энергоблоков АЭС с реакторами ВВЭР-1000, недовыработка электроэнергии может составлять до 10%.

Наиболее частые повреждения паровых конденсаторов обусловлены разрушением конденсаторных труб. Несмотря на то, что протечки труб редко вынуждают к отключению паровых конденсаторов, но они практически всегда приводят к кратковременному снижению нагрузки для того, чтобы найти протечки и заглушить неплотные трубы.

Согласно статистическим данным отказы в работе паровых конденсаторов связаны, главным образом, с возникновением в трубах коррозионных повреждений. Со стороны воды эти повреждения обусловлены эрозионной коррозией и локальной коррозией в виде питтингов и желобов растрава.

При использовании труб из латуней и медно- никелевых сплавов обычные протечки вальцованных соединений могут многократно усилиться вследствие коррозионных процессов за счет гальваноэффекта. Неплотности трубных систем (негерметичность завальцовки, перфорация труб) особенно пагубны для атомных энергетических установок, охлаждаемых водой под давлением. Неплотности усиливают вынос меди в теплоноситель 2-го контура. Повышенная концентрация меди при периодическом (даже кратковременном) повышении кислорода в теплоносителе увеличивает риск разрушения труб парогенераторов из стали 08Х18Н10Т вследствие коррозионного растрескивания под напряжением.

Наиболее радикальным способом повышения долговечности паровых конденсаторов и повышения мощности турбоагрегатов является применение труб из нержавеющих сталей. Нержавеющие стали ряда марок существенно превосходят сплавы на медной основе по коррозионной стойкости, в первую очередь по стойкости против локальной, питтинговой коррозии. Применение нержавеющих сталей создает возможность обеспечения плотности конденсаторов за счет обварки труб в трубных досках, уменьшает опасность гальванической коррозии.

Для изготовления теплообменного оборудования за рубежом все большее применение находят ферритно- аустенитные (дуплексные) нержавеющие стали, хорошо зарекомендовавшия себя при работе во многих агрессивных средах при температурах от минус 50 до плюс 300°С. Когда рассматривается вопрос о выборе дуплексной нержавеющей стали для подогревателей, конденсаторов, испарителей и т.п., главным является сопротивление материала локальной коррозии. Среди главных факторов, которые влияют на склонность к питтингообра-зованию стали, следует отметить температуру, содержание хлоридов, рН.

Цель настоящей диссертационной работы состояла в том, чтобы с учетом указанных выше факторов определить приемлемый состав ферритно- аустенит-ной стали, устойчивой против питтингообразования в условиях теплообмена с охлаждающей технической пресной водой и разработать технологию изготовления тонкостенных прямошовных сварных труб для возможного использования при изготовлении теплообменного оборудования, в частности конденсаторов паровых турбин.

Задачи работы. В связи с известным влиянием состава, структуры, температурного воздействия на стойкость к питтинговой коррозии, а также, учитывая, что сварка тонкостенных труб в линиях трубосварочных станов производится Ar-дуговым методом вольфрамовым электродом без присадочных материалов, для решения проблемы использования дуплексных сталей взамен медных сплавов для трубных систем теплообменного оборудования необходимо было решить следующие детали:

• обосновать возможность использования ферритно-аустенитной стали 02Х22Н5АМЗ для теплообменных труб конденсаторов турбин, использующих для охлаждения техническую пресную воду естественных водоемов;

• исследовать влияние нагрева до различных температур (при скоростях нагрева и охлаждения, характерных для сварки) на микроструктуру и свойства стали 02Х22Н5АМЗ;

• исследовать возможность благоприятного формирования структуры и химического состава в тонкостенных трубах при аргонодуговой сварке вольфрамовым электродом с различным добавлением азота в защитный и поддувоч-ный газ;

• определить влияние структуры и фаз-выделения на стойкость сварных соединений тонкостенных труб к питтинговой коррозии;

• определить температурно-временные режимы термической обработки труб в процессе изготовления в линии трубосварочного стана.

Методы исследований включали оценку стойкости нержавеющих сталей против питтингообразования путем расчета значений параметра PRE- эквивалента питтингообразования, прямых испытаний в соответствии с ГОСТ 9.91289 (ASTM G48), выбор по результатам этих испытаний оптимального состава стали для теплообменного оборудования с охлаждающей технической пресной водой, металлографический анализ и электронную микроскопию структуры основного металла и сварных соединений, рентгеноструктурный фазовый анализ, другие стандартные и специальные методы исследований свойств стали и сварных соединений.

Практическая ценность. На основании результатов проведенных исследований обосновано применение ферритно-аустенитной стали 02Х22Н5АМЗ для изготовления тонкостенных труб, пригодных для теплообменного оборудования, работающего с охлаждающей технической пресной водой. Разработка технологии и изготовление ленты (штрипса) толщиной 0,7мм и прямошовных сварных труб 028x0,7мм из стали 02Х22Н5АМЗ, рекомендации по увеличению стойкости сварных соединений к питтинговой коррозии путем добавления азота в защитный газ, а также проведением послесварочной термообработки при температуре 1050°С, в проходной печи, смонтированной в линию трубосварочного стана, опробованные на ОАО ММЗ «Серп и Молот» и ОАО МТЗ «Филит» при изготовлении опытных партий ленты и труб.

Разработана технологическая документация ТУ 27.02.09.001-2003 «Лента холоднокатаная резаная из коррозионностойкой стали марки 02Х22Н5АМЗ (SAF 2205) в рулонах» и ТУ 27.02.09.002-2003 «Трубы стальные электросварные из коррозионностойкой стали марки 02Х22Н5АМЗ (SAF 2205).

В результате проведенных исследований для изготовления тонкостенных труб, пригодных для использования при изготовлении теплообменного оборудования, работающем с технической пресной охлаждающей водой, выбрали ферритно- аустенитную сталь 02Х22Н5АМЗ (SAF 2205), разработана технология сварки труб из этой стали, опробованная на ОАО МТЗ «Филлит», разработана техническая документация ТУ 27.02.09.001-2003 и ТУ 27.02.09.002-2003 на ленту (штрипс) и электросварные трубы из стали 02Х22Н5АМЗ.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1. Повышение долговечности трубных систем конденсаторов паровых турбин атомных энергоблоков с реакторами ВВЭР-1000 возможно путем замены склонных к питтингообразованию медно- никелевых сплавов (в частности МНЖ 5-1), на нержавеющие ферритно-аустенитные (дуплексные) стали. При этом будут также исключены протечки вальцованных соединений труб в трубных досках за счет гальваноэффекта, а также выноса меди в теплоноситель 2-го контура (вызывающей коррозионное растрескивание теплообменных труб парогенераторов).

2. С учетом информации о составе технической пресной воды водоемов-охладителей Российских АЭС, опубликованных данных и результатов собственных исследований стойкости против питтинговой коррозии, склонности к коррозионному растрескиванию под напряжением, а также уровня механических свойств и физических характеристик (теплопроводности, термического расширения), в качестве базового состава для теплообменных труб конденсаторов паровых турбин выбрали сталь 02Х22Н5АМЗ, известную за рубежом под маркой SAF 2205,1.4462, S31803.

3. В связи с влиянием состава, структуры, температурного воздействия процесса сварки на коррозионную стойкость ферритно- аустенитных сталей исследовано влияние нагрева до различных температур (при скоростях нагрева и охлаждения, характерных для сварки) на структуру и свойства стали 02Х22Н5АМЗ. Показано, что импульсный нагрев до температур, не превышающих 1000°С с последующим охлаждением со скоростью ~60°С/с не вызывает изменений в структуре стали 02Х22Н5АМЗ. Нагрев до 1050°С и вплоть до 1400°С приводит к значительному возрастанию содержания феррита в структуре, резкому укрупнению ферритных зерен и некоторому снижению ударной вязкости стали.

4. Показано, что стойкость сварных соединений против питтинговой коррозии обеспечивается уже в исходном после сварки состоянии, без термической обработки, в случае использования сварочных процессов с присадочным материалом (проволоки при Аг- дуговой сварке вольфрамовым электродом или покрытыми электродами) с более высоким (до 8%) содержанием никеля по сравнению со сталью 02Х22Н5АМЗ (-5%).

5. У сварных соединений тонкостенных труб из стали 02Х22Н5АМЗ выполненных Аг- дуговой сваркой вольфрамовым электродом, с металлом шва, образованным за счет оплавления состыкованных кромок, после сварки (без термообработки) обнаружена склонность к питтинообразованию в 6%-ном водном растворе FeC^. Структура металла швов, в основном, состоит из грубых зерен феррита с выделениями нитридов Cr2N и мелкодисперсных интерметал-лидных фаз.

6. Установлено, что использование при Аг- дуговой сварке вольфрамовым электродом смеси Arf(6.8)%N2 и поддувки азотом внутренней поверхности труб позволяет сформировать ферритно-аутстенитную структуру без существенных выделений вторичных фаз и обеспечить сварным соединениям стойкость против питтинговой коррозии на уровне основного металла.

7. Для прямошовных тонкостенных труб из стали 02Х22Н5АМЗ обосновано применение термической обработки непосредственно в процессе изготовления на трубосварочных станах путем нагрева в проходной печи при температуре ~1050°С длительность ~1 минута.

8. Разработаны математические модели теплообмена между трубой и внутренней поверхностью проходной печи, использованные для расчета температур в отдельных зонах внутрипечного пространства, обеспечивающих при заданной скорости движения труб в линии стана необходимый режим нагрева (1050°С -1100°С, 1 минута).

9. Изготовлена опытная партия ленты (штрипса) и прямошовных сварных труб из стали 02Х22Н5АМЗ в условиях ОАО ММЗ «Серп и Молот» и ОАО МТЗ «Филит» по сложившимся на заводах технологиям. Испытания сварных труб в 6%-ном водном растворе FeCl3 длительностью 24 часа показали их стойкость против питтинговой коррозии вплоть до 40°С. Сварные трубы выдержали испытания на сплющивание и раздачу. Методом вальцовки возможно обеспечить газовую плотность этих труб в трубных досках.

102

1. Дубровский В.Б., Лавданский П.А., Нешумов Ф.С., Пономарев Ю.В. и др. Строительство атомных электростанций // М., Энергия, 1979 с. 223

2. Давиденко Н.Н., Саломеев В.А., Зубченко А.С., Харина И.Л., Конев А.Е., Попов B.C. Выбор стали и разработка технологии изготовления труб для конденсаторов турбин// Тяжелое машиностроение -М. 1/2004 с. 24-28

3. Под редакцией Н.П. Алешина, Г.Г. Чернышева Справочник Сварка. Резка. Контроль, том 2 М. Машиностроение 2004, с.76-77.

4. Mechanical properties of Sandvik duplex stainless steels. Sweden: Sandvik, S-32-30-ENG, 1995.

5. Corrosion properties of duplex stainless steels: General corrosion, pitting and crevice corrosion. Sweden: Sandvik, S-33-47-ENG, 1995.

6. Nilsson J.O. Super duplex stainless steels// Materials Science and Technology, august 1992, vol.8, p.685-699.

7. Nicholls J.M. Corrosion properties of duplex stainless steels ,TWI conference, Glasgow, Scotland 13-16 November 1994. paper Kill

8. Charles J. Structure and mechanical properties of duplex stainless steels,TWI 49th Annual Conference and Exposition, Glasgow, Scotland 13-16 November 1994. paper KL

9. Белоев M., Хартунг Ф., Лолов H., Александров Б.// Влияние структуры и фазового состава на коррозионную стойкость сварных соединений дуп-лексынх нержавеющих сталей//Автоматическая сварка.—Киев.:2003, 1011 с.82-88

10. H. Kokawa., E.Tsory and Т.Н. North ISIJ International vol.35 (1995), №10, p 1277-1283

11. Сокол И.JI. Двухфазные стали. -М.: Металлургия, 1974.-215с.

12. Шапиро М.Б. Пути экономии коррозионностойкой стали в химическом машиностроении// Металловедение и термическая обработка металлов.-1984.-№5.-с. 19-21.

13. Банных О.А. Развитие исследований нержавеющих сталей// Металловедение и термическая обработка металлов. 1977.-№10.-с.41-44.

14. Trimau I.E. Duplex Stainless Steels. H Stainless Steel Industry- 1979 Vol7,№39. p. 13-17.

15. Гуляев А.П., Жадан T.A. Новые низколегированные нержавеющие стали. -М.: Металлургия, 1972.-104с.

16. Выклизский М., Кранин Ф., Тума Г. Распределение элементов в а и у- фазах хромоникелевых аустенито-ферритных сталей//Автоматическая сварка.-1964. №2.- с. 11-17.

17. Голованенко С.А., Савкина Л.Я., Фельдгандлер Э.Г. «Улучшение экстлу-тационных характеристик сталей и сплавов за счет оптимального легирования и термической обработки». М.Металлургия, 1986, с.51-58.

18. Morini A., Bettinelli G., Stainless Steels'84: Proc. Conf.,Giteborg, 3-4 Sept.,1984. London, 1985, 471-477 (РЖМет, 1986, 6И713).

19. Жадан T.A., Филиппов А.Ф., Попов О.С. и др. Влияние фазового состава на механические свойства нержавеющей стали аустенито-ферритного класса.//Научн.тр.Моск. ин-та стали и сплавов.- 1974. -№76.- с. 189-192.

20. Банных О.А., Ковнеристый Ю.К., Педан Т.Н. Фазовые превращения и механические свойства Cr-Mn-Ni высоклегированных сталей//Изв. АН СССР.- Сер. Металлы.- 1972.- №6. с.123-125.

21. Сокол И .Я. Механизм и кинетика фазовых превращений, приводящих к упрочнению и охрупчиванию двухфазных нержавеющих ста-лей//Прогрессивные методы термической и химико-термической обработки. М.:1972. -с. 63-65.

22. Сокол И.Я. Влияние фазовых превращений на пластичность аустенито-ферритных сталей/Металловедение и термическая обработка металлов. 1965. -12. -с.35-36.

23. Сокол И.Я. Влияние термической обработки на хрупкость феррито-аустенитных сталей//Металловедение и термическая обработка металлов.- 1965.-№3.- с.45-47.

24. Гуляев А.П., Фельдгандлер Э.Г., Савкина Л.Я. Охрупчивание феррито-аустенитных нержавеющих сталей// Металловедение и термическая обработка металлов.- 1965.-№3.с.41-44.

25. Данилина О.Б. Причины охрупчивания феррито- аустенитных нержавеющих сталей//Металловедение и термическая обработка металлов.-1968.-№5.- с.15-17.

26. Кардонский В.М., Паркас М.Д. Причины возникновения хрупкости в феррито-аустенитных нержавеющих сталях// Металловедение и термическая обработка металлов.- 1965. -№3. -с.37-40.

27. Roberti R., Nicodemi W. The influence of solution annealing temperature on sigma-phase precipitation in austeno-ferritic-stainless steels. Avesta stainless bulletin-1981- Vol.5, №4- p.13-17.

28. K.H. Tseng, C.P. Chou Effect of nitrogen addition to shielding gas on residual stress of stainless steel weldments// Science and Technology of Welding and Joining 2001- vol.7, №1 p.57-62

29. Precipitation Behavior sigma- Phase in Duplex Stainless steels. Machara 4, Koike M, Fujino N, Kunitake T. Transaction Iron and Steel Institute Japan-1980. Vol.20 #12-p.B587.

30. М.М. Новокрещенов, Ю.В. Рыбаков Влияние добавок азота в аргоне на состояние вольфрамового электрода при сварке аустенитных сталей// Сварочное производство-1972. №4 с.26-27.

31. Fould I., Moteff I. Carbide Formation in a Low- ferrite austenitic stanless steel weld metal at 649°C. Metallurgical Transactions- 1982-Vol.lЗА, Ian. P-173-174.

32. Budgifvars S. Duplex stainless steels- Material properties and recommendation for Welding. Welding Review-1986.-Vol.5, №5, №4-p.l-6.

33. Никитин Д.Г., Коваленко А.П. Свариваемость коррозионностойких тонколистовых сталей с пониженным содержанием никеля //Автоматическая сварка.- 1973. -№8. -с.47-49.

34. Санников, В.И., Ющенко К.А., Никонов И.П. и др. Зависимость структуры ЗТВ соединений аустенито-ферритной стали 08Х22Н6Т от параметров термического цикла сварки // Автоматическая сварка. -1983. -№6. -с. 1013.

35. Mundt R, Hoffmeister Н. The continuous 5-у transformation during cooling of ferritic-austenitie iron- chromium- nickel alloys. Archive fur das Eisenhutten-wesen. 1983- Vol.54, №8, p.333-336.

36. Люкке К., Штюве Г.П. Теория движения границ зерен // Возврат и рекристаллизация металлов.-М, 1966.-С.157-194.

37. Clark G.A. Guha P. Welding duplex austenitic- ferritic stainless steel. Metall Constraction-1981- Vol.13, №5, p.269-273.

38. Clark С.A. Guha R. Improvements in corrision resistance, mechanical properties and weldability of duplex austenitic ferritic steels. Werkst. und Korros.-1983 V34, №l-p.27-31.

39. Вороненко Б.И. //Итоги науки и техники Сер. Металловедение и термическая обработка. М.: ВИНИТИ, 1989. т.22. с.41.

40. Iron&Steel Int. 1985. V.58. №1 р.9.

41. International Conference on Duplex Stainless Steel the Hague, 26-28 October 1986 conference chairman Dr.Ir. J. Van Liere.

42. В. Lundqvist, P. Norberg Influence of different welding conditions on mechanical properties and corrosion resistance of SAF 2205//International Conference on Duplex Stainless Steel. 26-28 October 1986 . The Hague, Nether-lands.p.45-51

43. B.S. Laing, R.L. Jones E and other Effects of heat-input on the austenite-ferrite balance in duplex stainless steel pipe welds made using the pulsed gas- metal-arc welding process.p.30-40

44. D. Faucheur and D. Gilbert Welding of austenitic ferritic (duplex) stainless steels //International Conference on Duplex Stainless Steel. 26-28 October 1986 . The Hague, Netherlands.p.83-89

45. R.W. King, R.F. Atkinson The impact of 2205 duplex stainless steel //International Conference on Duplex Stainless Steel. 26-28 October 1986 . The Hague, Netherlands.p.93-98

46. J.F. Lancaster. "Metallurgy of welding". Abington Publishing. Cambridge. 1999.

47. A.L. Schaeffler, "Constitution diagram for stainless steel weld metal". Metal Progress, vol. 56, no.l 1. 1949. pp. 680-680B.

48. R.P. Reed, "Nitrogen in austenitic stainless steels". JOM. March 1989. pp. 1621.

49. V.F. Zackay. J.F. Carlson, and P.L. Jackson, "High nitrogen austenitic Cr-Mn steels". Transactions of the American Society for Metals, vol. 8. 1956. pp. 508-525.

50. R.K. Okagawa. R.D. Dixon, and D.L. Olson, "The influence of nitrogen from welding on stainless steel weld metal microstmctures". Welding Journal, vol. 62, no. 8. August 1983. pp. 204s-209s.

51. M. Janik-Czachor. E. Lunarska, and Z. Szklarska-Smialowska. "Effect of nitrogen content in a 18Cr-5Nl-10 Mn stainless steel on the pitting susceptibility in chloride solutions". Corrosion, vol. 31, no.l 1. 1975. pp. 394-398.

52. T. Ogawa, S. Aoki, T. Sakamoto, and T. Zaizen, "The weldability of nitrogen-containing austenitic stainless steel: Part I Chloride pitting corrosion resistance". Welding Journal, vol. 6. no. 5. 1982. pp. 139-148.

53. R. Beneke. and R.F. Sandenbergh, "The influence of nitrogen and molybdenumon the sensitization properties of low-carbon austenitic stainless steels". Corrosion Science, vol. 29, no. 5. 1989. pp 543-555.

54. R.D. Pehlke, and J.F. Elliott. "Solubility of nitrogen in liquid iron alloys. 1. Thermodynamics", Transactions ofthe Metallurgical Society of AJME, vol. 218. December 1960. pp. 1088-1101.

55. H. Wada. and R.D. Pehlke. "Solubility of nitrogen in liquid Fe-Cr-Ni alloys containing manganese and molybdenum". Metallurgical Transactions B, vol. 8B. December 1977. pp. 675-682.

56. J.F. Lancaster (ed.). "The Physics of Welding". Pergamon Press, Oxford. 1984.

57. V.I. Lakomskii, and G.F. Torkhov. "Absorption of nitrogen from a plasma by liquid metal". Soviet Physics Doklady. vol. 13.no. 11. May 1969. pp. 11591161.

58. T. Kuwana. and H. Kokawa, "The nitrogen absorption of iron weld metal during gas tungsten arc welding". Transactions of the Japan Welding Society, vol. 17, no. 1. April 1986. pp. 20-26.

59. P.D. Blake, and M.F. Jordan, "Nitrogen absorption during the arc melting of iron". Journal ofthe Iron and Steel Institute. March 1971. pp. 197-200.

60. А.С.Телегин, B.C. Швыдкий, Ю.Г.Ярошенко Тепломассоперенос, Москва, "Металлургия", 1995 г., стр.315

61. Э.М. Спэрроу, Р.Д. Сесс. Теплообмен излучением, Москва, «Энергия», 1971г., стр.278

62. J.D Katz, and Т.В. King, "The kinetics of nitrogen absorption and desorption from a plasma arc by molten iron". Metallurgical Transactions B, vol. 20B. April 1989. pp. 175-185.

63. G. den Ouden. and O. Griebling. "Nitrogen absorption during arc welding". Proceedings ofthe 2ud International Conference on Trends in Welding Research. Gatlinburg. USA. 14-18 May 1989. ASM International, pp. 431-435.

64. T. A. Palmer, and T. DebRoy. "Physical modeling of nitrogen partition between the weld metal and its plasma environment". Welding Journal, vol. 75, no. 7. July 1996. pp. 197s-207s.

65. Т. Kuwana. Н. Kokawa, and M. Saotome. "Quantitative prediction of nitrogen absorption by steel during gas tungsten arc welding". 3rd International Seminar on the Numerical Analysis of Weldability. Graz-Seggau, Austria. 2527 September 1995.

66. T. Kuwana, H. Kokawa. and K. Naitoh. "The nitrogen absorption of stainless steel weld metal during gas tungsten arc welding". Transactions of the Japan Welding Society, vol. 17. no. 2. October 1986. pp. 117-123.

67. T. Ogawa. K. Suzuki, and T. Zaizen, "The weldability of nitrogen-containing austenitic stainless steel: Part II Porosity, cracking and creep properties". Welding Journal, vol. 63. no. 7. July 1984. pp. 213s-223s.

68. M. Uda, and S. Ohno, "Effect of surface active elements on nitrogen content of iron under arc melting". Transactions of the National Research Institute of Metallurgy, vol. 15. no. 1. 1973. pp. 20-28.