автореферат диссертации по обработке конструкционных материалов в машиностроении, 05.03.06, диссертация на тему:Исследование свариваемости и разработка технологии сварки высокопрочных трубных сталей в условиях Крайнего Севера

о

Вышемирский Евгений Мстиславович

ИССЛЕДОВАНИЕ СВАРИВАЕМОСТИ И РАЗРАБОТКА ТЕХНОЛОГИИ СВАРКИ ВЫСОКОПРОЧНЫХ ТРУБНЫХ СТАЛЕЙ В УСЛОВИЯХ КРАЙНЕГО СЕВЕРА

Специальность 05.03.06 - «Технологии и машины сварочного производства»

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

0034715Э5

Москва - 2009

003471595

Работа выполнена в Российском государственном университете нефти и газа имени И.М. Губкина

Научный руководитель доктор технических наук,

профессор Л.А. Ефименко

Официальные оппоненты: доктор технических наук,

профессор Т.А. Чернышева

кандидат технических наук, В.И. Хоменко

Ведущая организация ОАО «Стройтрансгаз»

. Защита состоится 18 июня 2009 года в 15.00 в ауд. 607 на заседании диссертационного совета Д.212.200.10 при Российском государственном университете нефти и газа имени И.М. Губкина по адресу: 119991, г. Москва, Ленинский проспект, д. 65.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Российского государственного университета нефти и газа имени И.М. Губкина.

Автореферат разослан « » мая 2009 года

и.о. Ученого секретаря диссертационного совета д.т.н., профессор

Зорин Е.Е.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. С целью повышения эффективности разработки газовых месторождений предусматривают переход на транспортировку природного газа под давлением 9,8 - 11,8 МПа, тогда как большая часть действующих магистральных газопроводов рассчитана на рабочее давление до 7,4 МПа. Если использовать для строительства новых высокоэффективных газопроводов традиционные стали категории прочности Х65-Х70, пришлось бы значительно увеличивать толщину стенки трубы. Поэтому в настоящее время весьма актуальной становится задача применения труб большого диаметра из сталей категории прочности Х80, а в перспективе до XI00, изучению которых посвящены работы Ю.И. Матросова, И.В. Ганошенко, O.A. Багмет, Ф. Хайстерками, К. Хука, М. Хамадо, Н. Такахаши и др.

В России опыт применения таких сталей при строительстве магистральных газопроводов северного исполнения отсутствует. В то же время следует отметить, что в мировой практике есть единичные примеры строительства трубопроводов из высокопрочных сталей, но рассчитанных на более низкие давления и для других климатических условий.

Успешное применение высокопрочных трубных сталей для строительства газопроводов в значительной степени определяется наличием рациональных технологических процессов их сварки, обеспечивающих требуемый уровень прочностных, пластических свойств и сопротивления хрупкому разрушению сварных соединений, базирующихся на современных металловедческих и технологических подходах по оценке свариваемости. Это свидетельствует об актуальности настоящей работы.

Цель работы и задачи исследования. Целью работы является выявление особенностей свариваемости высокопрочных трубных сталей категории прочности К65 (Х80), К70 (XI00) на основе изучения процессов структурообразования и разработка технологии их сварки в условиях Крайнего Севера.

В работе были решены следующие задачи:

• Исследование особенности кинетики распада аустенита высокопрочных сталей по сравнению с традиционно применяемыми трубными сталями в условиях сварочного нагрева и охлаждения;

• Изучение склонности высокопрочных трубных сталей к образованию холодных трещин и изменению механических свойств при сварке и разработка подхода к обоснованию критического значения углеродного эквивалента для сталей данного класса;

• Определение диапазона рациональных скоростей охлаждения с позиции обеспечения требуемых структуры и свойств сварных соединений из высокопрочных трубных сталей;

• Разработка технологических режимов ручной дуговой и автоматической дуговой сварки в защитных газах кольцевых стыков газопроводов из высокопрочных сталей, обеспечивающих диапазон рациональных скоростей охлаждения;

• Изучение влияния отрицательных температур окружающей среды на параметры термического цикла сварки, формирование структуры и свойств сварных соединений.

Методы исследования. В работе использованы следующие методы исследования структуры и свойств сварных соединений: дилатометрический метод для построения анизотермических диаграмм распада аустенита, метод оптической металлографии для оценки структурно-фазового состава сварных соединений, методика имитации термических циклов сварки, стандартные методы измерения твердости и определения механических свойств сварных соединений, метод рентгенографического анализа для изучения морфологии мартенсита, экспериментальные методики записи термических циклов сварки, методы математического моделирования сварочных процессов.

Научная новизна. На основании изучения морфологии мартенсита ОШУ ЗТВ высокопрочных и традиционных трубных сталей методом рентгенографического анализа показано, что мартенсит малоуглеродистых высокопрочных сталей характеризуется более низким содержанием углерода, меньшей величиной микродеформации кристаллической решетки и относительно низкой плотностью дислокаций. Это свидетельствует о его меньшей склонности к образованию холодных трещин при сварке.

На основе изучения процессов структурообразования, протекающих в ОШУ ЗТВ сварных соединений, показано, что оптимальной микроструктурой металла, с позиции обеспечения требуемого комплекса механических характеристик, является высокодисперсный бейнит. Установлено, что формирование такой структуры в ЗТВ при сварке высокопрочных трубных сталей происходит в интервале скоростей охлаждения (л^), составляющих для стали категории прочности Х80 - 10-50 °С/с, для стали категории прочности XI00 - 10-25 °С/с.

Предложен подход к определению величины критического значения углеродного эквивалента. Показано, что критическое значение углеродного эквивалента в малоуглеродистых микролегированных высокопрочных сталях зависит от возможности обеспечения, при принятых способах сварки, диапазона рациональных скоростей охлаждения, гарантирующих требуемый комплекс механических характеристик и отсутствие холодных трещин. Если в процессе сварки эти требования по скорости охлаждения могут быть выполнены, то величина критического значения Сэкв может быть увеличена свыше принятого в настоящее время для традиционных трубных сталей.

Практическая ценность работы. Разработаны рекомендации по сварке кольцевых стыков трубопроводов из сталей категории прочности Х80, XI00

диаметром 1420 мм с толщиной стенки до 33 мм, предназначенных для работы под давлением 8,3 - 11,8 МПа в условиях Крайнего Севера.

Реализация и внедрение результатов работы. Результаты работы положены в основу Р Газпром «Рекомендации по сварке трубопроводов из стали класса прочности Х80, XI00», которые используются при строительстве магистральных газопроводов системы Ямал - Европа на участке «Бованенково-Ухта».

Апробация работы. Результаты работы докладывались: на Международной конференции «Целостность и прогноз технического состояния газопроводов» (октябрь 2007 г.), Международной конференции «Современные тенденции разработки и производства сталей и труб для магистральных газонефтепроводов» (февраль 2008 г.), отраслевом совещании «Состояние и направления развития сварочного производства ОАО «Газпром» (ноябрь 2008 г.)

Публикации. По теме диссертации опубликовано 6 статей, все в журналах из перечня ведущих рецензируемых изданий, рекомендуемых ВАК.

Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, 5 глав, выводов, списка литературы из 87 наименований. Работа изложена на 133 страницах,содержит 35 таблиц, 46 рисунков.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность выбранной темы диссертации.

В первой главе на основе анализа литературных данных рассмотрены особенности химического состава, структуры и механических свойств высокопрочных трубных сталей по сравнению с традиционно применяемыми кремне-марганцовистыми сталями. Проанализированы существующие принципы выбора параметров оценки свариваемости высокопрочных трубных сталей, а также выполнен расчет их склонности к образованию горячих и холодных трещин. Определены цель и задачи работы.

Вторая глава посвящена исследованию свариваемости высокопрочных трубных сталей методами изучения кинетики фазовых превращений аустенита околошовной зоны посредством построения термокинетических и структурных диаграмм и оценки механических свойств на образцах, моделирующих микроструктуру металла околошовного участка ЗТВ для способов сварки, используемых при строительстве газопроводов. На рисунке 1 сопоставлены структурные диаграммы ОШУ ЗТВ стали Х80 исследуемой плавки и традиционной трубной стали 17ГС категории прочности К52, полученные в сопоставимых условиях сварочного нагрева и охлаждения.

ЕЕЗ-17гс

¡ЗЕЕ]-Х8о

Скорость охлаждения, 'С/с

Рисунок 1 - Сопоставление структурных диаграмм сталей 05Г2БТФ (Х80)

и 17ГС.

Установлено, что особенностью кинетики превращения аустенита ОШУ ЗТВ стали категории прочности Х80 является его распад преимущественно в бейнитной области. В отличие от традиционно применяемых кремне-марганцевых сталей более низкой категории прочности, у стали Х80 во всем диапазоне исследованных скоростей охлаждения от 0,5 до 300 °С/с отсутствует перлитная составляющая. Ферритные превращения у высокопрочных сталей наблюдаются только при скоростях охлаждения не более 10°С/с. Мартенсит появляется в структуре стали категории прочности Х80 при скорости охлаждения от 60 °С/с. В структуре ОШУ ЗТВ стали 17ГС мартенсит формируется значительно раньше и при скорости охлаждения 40 °С/с его количество соответствует критическому (50 %).

С учетом разницы содержания углерода в рассматриваемых сталях, а также диапазонов скоростей охлаждения, соответствующих образованию мартенситной фазы, была изучена ее морфология. С этой целью был проведен рентгенографический анализ (с использованием дифрактометра ДРОН-3) образцов сталей 05Г2БТФ(Х80) и 17ГС, предварительно закаленных на мартенсит. Установлено, что концентрация углерода в мартенситной фазе традиционной трубной стали 17ГС почти в 4 раза превышает аналогичный показатель мартенсита стали Х80. Дефектность мартенсита, а, следовательно, и микродеформации мартенситной решетки стали Х80 в 1,3 раза меньше, чем дефектность мартенсита стали 17ГС, что подтверждается разностью физического уширения линии Р222 и более низкой плотностью дислокаций в мартенсите стали Х80 по сравнению с мартенситом стали 17ГС. Это

свидетельствует о его меньшей склонности к образованию холодных трещин при сварке и возможности расширения диапазона критических значений углеродного эквивалента применительно к высокопрочным малоуглеродистым сталям. Показанные особенности распада аустенита стали Х80 характерны и для сталей более высокой категории прочности XI00.

Установленные многими нормативными документами критические значения Сэкв не более 0,45% в большей степени применимы к традиционным трубным сталям с содержанием углерода 0,1 % и более. Применительно к малоуглеродистым микролегированным высокопрочным сталям, ранее установленные критические значения Сэкв не позволяют достоверно оценить их реакцию на термический цикл сварки (например, с позиции образования холодных трещин). В диссертации предложен подход к определению критических значений углеродного эквивалента высокопрочных сталей.

Для определения критического значения углеродного эквивалента при оценке свариваемости высокопрочных сталей необходимо провести анализ его взаимосвязи с показателями, характеризующими требования к свойствам сварных соединений и оценить условия их обеспечения при используемых процессах сварки. В качестве таких показателей могут быть: максимально допустимый процент мартенсита в структуре ОШУ ЗТВ, предельно допустимое значение твердости ОШУ ЗТВ и др.

Только сопоставление углеродного эквивалента, определенного по какой-либо из рекомендуемых литературой зависимостей, с параметрами термического цикла (например, скоростями охлаждения \vg.5), обеспеченными режимами принятых процессов сварки, при которых достигается предельное значение выбранных показателей, позволяет оценить реакцию выбранной группы сталей на термический цикл сварки.

Так для предварительного анализа в качестве показателя склонности сталей к образованию холодных трещин были выбраны скорости охлаждения в интервале температур диффузионного превращения аустенита, обеспечивающие получение при дуговой сварке в структуре ОШУ ЗТВ сварного соединения не более 50% мартенсита (\У5о%м) и допустимые нормативными документами твердости не более 350 НУ.

По литературным данным были определены критические величины скоростей охлаждения для сталей близкого химического состава, относящихся к категории прочности К60 - К65, при которых в металле ЗТВ сварных соединений достигаются указанные значения твердости и количество мартенсита (рисунок 2).

0.300 0.400 0.500 0.600 0700 угл#родмый >квимл«нт (Сэка)

I.

0.100 0,400 0.500 0.600 0.700 углеродный ппнппт (Сма)

Рисунок 2 - Изменение критической скорости охлаждения, обеспечивающей в ЗТВ сварного соединения в зависимости Сэкв: а -формирование не более50% мартенсита, б - твердость не более 350 НУ

Как видно из представленных графиков, обеспечение в ОШУ ЗТВ структуры с содержанием мартенсита не более 50% может быть достигнуто, например, на сталях со значением Сэкв 0,4% на режимах, обеспечивающих скорость охлаждения не более 60-70 °С/с. Увеличение Сэкв до 0,5% сокращает диапазон критических скоростей охлаждения до 30 °С/с. Если в процессе принятого способа сварки это значение скорости охлаждения может быть обеспечено, то допустимое значение углеродного эквивалента стали может быть увеличено. По аналогии можно определить величину критического значения Сэкв, исходя из возможности обеспечения скорости охлаждения металла ЗТВ гарантирующей получение заданной твердости.

Таким образом, разработан подход к определению величины критического значения эквивалентного углерода. Показано, что критическое значение углеродного эквивалента зависит от возможности обеспечения при принятых способах сварки диапазона рациональных скоростей охлаждения, гарантирующих требуемый комплекс механических характеристик и отсутствие холодных трещин. Если в процессе сварки эти требования по скорости охлаждения могут быть выполнены, то величина критического значения Сэкв может быть увеличена свыше принятого в настоящее время для традиционных трубных сталей.

Согласно ТУ Газпром «Технические требования к сварным швам кольцевых сварных соединений» для кольцевых соединений труб, изготовленных из стали Х80, значения ударной вязкости на образцах типа Шарли должны быть не ниже 50 Дж/см2 при температуре испытаний - 40иС, а твердость металла ЗТВ сварного соединения, изготовленного из сталей Х80 и XI00, не должна превышать значений 275-325 НУ и 350 НУ соответственно.

На рисунке 3 представлены структурные диаграммы ОШУ ЗТВ сталей Х80 и XI00, на которые нанесены кривые изменения ударной вязкости и твердости этого участка сварного соединения.

Струп урим КСУ сост«лаоши В-"^ *

V

« / КС\

у' * —

Б

КО

V

19

Сворет >шив

Структурам

СОТМЛ1ЮШЫ %

Скоросп охдахмшм.

ф п

,1

1 с

у\ г

/

! V

✓ /

/

ю'

Рисунок 3 - Структурные диаграммы ОШУ ЗТВ сталей Х80 (а), Х100 (б)

Анализ представленных данных показывает, что если в качестве критерия оптимизации структуры ОШУ ЗТВ сварного соединения стали Х80 принимать значения ударной вязкости, то оптимальные скорости охлаждения при сварке должны изменяться ъ диапазоне от 10 °С/с до 60 С/с. В тоже время с позиции обеспечения требуемого уровня твердости в ОШУ ЗТВ при сварке стали Х80 указанные значения скоростей охлаждения должны изменяться от 10°С/с до 50 °С/с. Допускаемое для стали XI00, значение твердости ОШУ ЗТВ равное 300 НУ достигается при скорости охлаждения не более 25 °С/с. Следует отметить, что для обеих исследованных сталей указанные диапазоны скоростей

охлаждения соответствуют формированию преимущественно бейнитной структуры.

Таким образом, на основе изучения процессов структурообразования, протекающих в ОШУ ЗТВ сварных соединений, показано, что оптимальной микроструктурой металла, с позиции обеспечения комплекса механических характеристик, является высокодисперсный бейнит. Для обеспечения этой структуры выбраны рациональные интервалы скоростей охлаждения. Данный вывод положен в основу выбора режимов технологии сварки кольцевых стыков труб большого диаметра из сталей Х80 и XI00.

Третья глава представленной работы посвящена изучению возможности обеспечения рациональных скоростей охлаждения при ручной дуговой и автоматической дуговой сварке в защитных газах неповоротных кольцевых стыков трубопроводов,

Расчет параметров технологии сварки применительно к указанным способам выполнен с применением инженерно-программного комплекса «Свариваемость» (разработка МГТУ им. Баумана), в котором использовалась классическая теория распространения теплоты при сварке H.H. Рыкалина.

Рассматривалась схема быстродвижущегося точечного источника внутри бесконечного плоского слоя толщиной, равной толщине стенки трубы, имеющего предварительно нагретую до температуры подогрева зону.

По режимам сварочных процессов, предусмотренным нормативным документами ОАО «Газпром», определялся диапазон погонных энергий сварки, для которого были рассчитаны термические циклы ОШУ ЗТВ корневого, заполняющих и облицовочных проходов с учетом разных температур предварительного подогрева. По ним определялись скорости охлаждения металла ОШУ ЗТВ и сопоставлялись с рациональными диапазонами w8.5, обеспечивающими требуемую структуру и механические свойства сварных соединений, согласно исследованиям главы 2. Рекомендуемые режимы РДС и АДСЗГ представлены на рисунках 4, 5,6 и 7.

Таердосл 275 HV Спрос« |шиш 20 'С/с

| TitpjocnMOHV I Сироаюшжкии J0'С/с

Температура (ujorpcu

I OoroHUiwcpnu i Температура | Сшипа : iworpcu |

Doiohhi« мергщ Cua тощ

250'С

150'С

150'С

150'С !

ISO'C 1 Гори»! «poioj г<

• — I ; - ' |

ISO'C | - I KgpHtMiпроход Н

ISO'C j ОблицоаочиыИ прош г*

I Запминощ»

I 1 .

: MKJU/MM

1 200-220 А

! 1,4 (Дх/мм

: 200-220 А

1,6 кДж/ки 220-240 А

1,4 кДж/ми 200-220 А

Тир«от325НУ

Сирот

»•Ос ;

Тсшкрпур! мяогреи

150'С 150 *С 150-С 150'С

Ткраортъ 150 НУ Спроси 1ШШ1П10 *Ос

Погаш! жрти Тынкрмур»

Сии па__[ ширси

Обмцомчшй врош I*— | 50 "С |—Обл «локти! орв!м|<—|

Г ^'фЛш 1 I I__Г'Тиммвй»' ~!

1 »!»*_ I____ I 1.......«Ш........Г"|_

ЬмЛиЮЩК

прощн. .

-I1 Г>р1Ч1| пднш |«~ Корина врош -—

Пиши мергм Сыатоп

1,0кДж/им шил

1,0кДж/нм

1Ш-1МЛ

МиДж/мм I

150-17« А |

'ЙЯ:

Рисунок 4 - Рекомендуемые параметры ручной дуговой сварки неповоротных стыков трубопроводов, изготовленных из сталей категории

прочности Х80

Ткрют275 НУ ! Спроса >ишш 15 "Ос |

Тшкратура шлогрш

250 Т 250-С 2504: 250 *С

Оотышмсрга - Силтоа

Тешкратура »шум

ТкрдоакЗООИУ Скорость 1Ш1ПП 25 "С/с

Погмшхкртш Сиатш

—Обшшамчмы* —

^ ' Замшвшм I .. .ШИШ ....'

■ ц Гарачв! пр«1М Корнем! прош

2^) кДх/ым 250-270 А

М«Д*Лш |_ 200-220 А ^

2<ША

[

________I____ щшн_____I

|—►) Г«ри»1 |рош J•—

Ц^.роиГУ—|

150'С

(»•С

П,7«ДжАш | 230-250 А ЦфЛш |_22МА 1,7«Д»Лш 234-250 А

Температура •одогроа

150'С 150 'С 15«'С

Тмраость 150 НУ "1 Скорость ШШ1Ш $0 'С/с |

Погонам мергм тоет

I Потоки»

I___^

|—Овлиооонш! аромд|+—

I >1 Тамдйновй |

.1 1.......ШШ - ...

I •-„• ■■• .......

■ ■■ -ч Гораи! грот — <

1,0 кДк/нм

0,) кДас/и N 150-170 А I ' 0,1 кДж/им ¡154-ИОА

' 150'С 1 { К^Гор.«. > { ]

Рисунок 5 - Рекомендуемые параметры ручной дуговой сварки неповоротных стыков трубопроводов, изготовленных из сталей категории

прочности XI00

Твердость 275 НУ | Скорость охлаждена!20 'С/с

Тсмпсртр! подогрей

150'С

150'С 250

2,4 кДж/мм

(-| 300-320 А

■........... 1 !' 12 и/ч

- »104лИЦОВОЧНЫЙПрОХОД|«--'

.' ЗдполнТйшм г

-И Н----1

;_рроюди ___J

'С |--->| Горни! пройд

250 'С ^----^ Корневой проюд

210-300 А 11м/ч

1,55 кДж/ыы 210-300 А II NN

1,1 кДж/ыи 2(0-210 А Км/ч

Твердость 300 НУ Скорость охлаждение 30 'Ос

Температура подогрей

150'С

Г|

Облицовочный проход н

150'С

Заполняющие"

150'С

Горячий проход —1_

150'С

Корневой пройд

1.

|,95кДж/ии 250-270 А I;.»м/н г" 1,&кДж/мм 230-250 А

|2м/ч 1,7 кДж/мм 300-320 А

Ни/ч МПДж/мм 280-300 А II и/ч

Твердость 325 НУ Сирость охлаждения 50 'С/с

Температура подогрей

150 X 150'С 150'С 150'С

Облицовочный проход^-»-

Заполняющие I р

1. . РРОИЙН......._Г ! -

Гор*чнй проюд |*'_г. - | Кориной проход_|«—^

икДь'иц г| 200-220 А

J__1!>л .

| МкДх/ии

200-220 А _12м/ч___

ШкД*/шГ 210-300 А 18 нАа

Твердость 350 НУ

Скорость оиашеааа 80 'С/с

Температура

подогрей

1,0 кДж/маа 2 <0-260 А ' Им/ч

| 150'С |—•|облавовочаы1 пройд

I 15ГС !----I

I____________I I.......ЩШШ_______I

| " 150'С ^—Горачай проход н ■ 150'С J-Г Корневой проход |» -

0,8 кДх/ии | 230-250 А 1 24 и/ч ' |,ГкДж/мм -! 270-290 А

I ....И^ . I 0,6 кДж'мм 300-320 А ! «н'ч | |"0|55 кДж/мм ' 1\ 280-300 А ■ ! 42 и/ч

Рисунок 6 - Рекомендуемые параметры автоматической дуговой сварки в защитных газах неповоротных стыков трубопроводов, изготовленных из сталей категории прочности Х80

Твердость 300 НУ" ~1 | Скорость охлаждены 25 'С/с_]

Темаература аодогрева

150'С 150'С

Н Облааовочаый проход '' 'ЗаяалаяюиГие " I

280-300 А |2к/ч_

Твердость 350 НУ Скорость охлаждения 50 'Ос |

Температура подогрей

250'С 250

I ;_____проходы

г- Горяча! проход

1—и, __—------------1

КораевоЙ ароход 1«—

ТЭ«Дж/аи 240-260 А

. .. ИмМ ТЗШйвГ

260-280 А II и/ч

150'С ^—"^Облицовочный проход |>- '

........Г<

150'С

I и кДж/им I 200-220 А .12 м/ч и кДж/ии : , ' 200-220А I" 12 и/ч

Заполняющие

. проходы

! "кл7г—1 г;......г-......; :"и5«д*л« I

| |50С_[—11 Горачнй ароход 250.270А |

| 150'С [---1 Корневой проход "]*■-, [ Г^Дж/мм

' , 240-260 А 18 и/ч

1,1 кДж/ии 240-260 А _____Дм/ч

Рисунок 7 - Рекомендуемые параметры автоматической дуговой сварки в защитных газах неповоротных стыков трубопроводов, изготовленных из сталей

категории прочности XI00

Как видно из рисунков обеспечение рациональных скоростей охлаждения при принятых способах сварки (РДС и АДСЗГ) кольцевых стыков газопроводов большого диаметра требует применения предварительного и сопутствующего подогрева. Минимально допустимые температуры подогрева и межслойные температуры при РДС и АДСЗГ кольцевых стыков трубопроводов из стали Х80, XI00, при рекомендуемых в нормативных документах режимах сварки, составили Ю0*50бС.

В четвертой главе рассмотрены особенности сварки кольцевых стыков магистральных трубопроводов в условиях Крайнего Севера, что связано с необходимостью проведения сварочных работ при отрицательных температурах окружающей среды. Исследования проводились на кольцевых стыках фрагментов труб диаметром 1420 мм с толщиной стенки 27,6 мм из стали класса прочности Х80 со значением углеродного эквивалента 0,52%, выполненных ручной дуговой сваркой электродами с основным видом покрытия и автоматической дуговой сваркой порошковой проволокой сварочными головками «Протеус» с подваркой корня шва ручной дуговой сваркой на подъем. Сварка проводилась в климатической камере при температуре окружающего воздуха -25 ... - 35 °С.

Анализ записанных в ОШУ ЗТВ корневого прохода термических циклов показывает, что при близких фактических значениях температуры металла перед сваркой, в условиях аналогичных процессов, скорости охлаждения \vg.j металла участков с близкой максимальной температурой нагрева, приблизительно одинаковы, независимо от температуры окружающей среды. Это свидетельствует о том, что фактическая температура металла достаточно массивных изделий оказывает большее влияние на скорость охлаждения, чем температура окружающей среды. Влияние температуры окружающей среды начинает проявляться в большей степени при сварке заполняющих и особенно облицовочных проходов. В -частности в процессе сварки в условиях отрицательных температур скорость охлаждения металла ЗТВ облицовочных слоев приблизительно в 3-4 раза больше, чем в ЗТВ заполняющих. При этом ее абсолютные значения превышают допустимый диапазон, и следует ожидать формирования мартенситной фазы.

Особенность формирования структуры, а, следовательно, и свойств сварных соединений при многослойной сварке заключается в том, что металл предыдущих проходов претерпевает многократное тепловое воздействие от наложения последующих валиков • подвергается термоциклированию. При выполнении сварки в условиях отрицательных температур эффект термоциклирования снижается (рисунок 8).

Г? УТГ. П 9. У. чг г* 9. П т! 9. 'М 9. С. г*. ^.9. Г4. П Т. У! Т.И

«ггч чг*л и» г» г»'оо ««олооюспог^тчг

-•-•——.......- -.............

«Л «Л «Л 1Л 1Л и

Вр«мя, с

б

Рисунок 8 - Термические циклы корневого прохода при многопроходной сварке в условиях: а - отрицательных, б - положительных температур окружающей среды.

Например, для участка ЗТВ с максимальной температурой нагрева порядка 1300 °С при сварке в условиях отрицательных температур окружающей среды максимальная температура следующего цикла не превышает 630 °С, в то время как при положительных температурах и, прочих равных условиях, металл этого участка претерпевает дополнительное воздействие двух циклов с максимальными температурами выше температуры нормализации и неполной перекристаллизации.

На рисунке 9 представлены фотографии микроструктур сварных соединений, выполненных по рассматриваемым вариантам сварки.

Как видно из представленных данных структура корневого, заполняющего и облицовочного швов преимущественно бейнитная с выделением полигонального феррита в количестве до 30%. Твердость металла изменяется от 230 до 260 НУ.

Структура металла линии сплавления, а также участков ЗТВ, расположенных на расстоянии 0,5 мм от нее для корневого и заполняющих проходов, высокодисперсная, бейнитная. Твердость металла изменяется составляет 210 - 260 НУ.

По линии сплавления и в ОШУ ЗТВ облицовочных проходов (на расстоянии 0,5 мм от линии сплавления включительно) формируется структура с содержанием мартенситной фазы в количестве 50-65 %.

и

корневого прохода заполняющих проходов облицовочного прохода (РДС): (АДСЗГ): (АДСЗГ):

Рисунок 9 - Микроструктура различных участков кольцевого сварного соединения

Следует отметить, что, несмотря на формирование мартенситной фазы, твердость металла в ОШУ ЗТВ не превышает 290-300 HV, что объясняется, как было показано ранее, формированием малоуглеродистого мартенсита. При этом как в металле сварных швов, так и в ЗТВ холодные трещины отсутствуют. Результаты механических испытаний сварных соединений показывают, что в рассматриваемых вариантах сварки обеспечиваются значения ав = 680-690 МПа, угол загиба 180 градусов, KCV"40 металла корневого шва 70-90 Дж/см2,

облицовочного - 50-55 Дж/см2, по линии сплавления корневого шва 210-240 Дж/см2, облицовочного - 160-175 Дж/смг.

Таким образом, на основании выполненных исследований можно констатировать, что если в процессе сварки кольцевых стыков труб из высокопрочной стали Х80 даже с высоким значением углеродного эквивалента 0,52% обеспечивается допустимый интервал скоростей охлаждения, то следует ожидать формирования сварного соединения с заданными свойствами и отсутствием холодных трещин.

Результаты выполненных исследований были реализованы при разработке рекомендаций по РДС и АДСЗГ кольцевых стыков трубопроводов из сталей класса прочности Х80, XI00, представленных в пятой главе диссертации.

Основные выводы и результаты работы.

1. Показано, что основным отличием трубных сталей категории прочности Х80, XI00 от традиционных кремене-марганцовистых трубных сталей является пониженное содержание углерода и микролегирование сильными карбидообразующими элементами Nb, V, Ti, обеспечивающими в сочетании с термомеханической обработкой формирование ферритно-бейнитной и бейнитно-мартенситной структур, соответственно, высокие прочностные характеристики и сопротивление хрупкому разрушению.

2. На основании изучения кинетики превращения аустенита в ОШУ ЗТВ сварных соединений высокопрочных трубных сталей Х80, XI00 показано, что его распад протекает преимущественно в бейнитной области, в отличие от традиционно применяемых трубных сталей с ферритно-перлитной структурой, в которых при распаде аустенита формируется обширная ферритная и перлитная области.

В высокопрочных сталях область выделения бейнитной фазы соответствует диапазону скоростей охлаждения от 2,5 °С/с до 120 °С/с для стали категории прочности Х80, а появление мартенсита характеризуется скоростями охлаждения свыше 80 °С/с. Для сталей категории прочности XI00 формирование мартенситной фазы начинается при скорости свыше 10 °С/с и достигает максимума при скорости 90 °С/с. В отличие от высокопрочных сталей в традиционных ферритно-перлитных сталях область бейнитного превращения соответствует узкому диапазону скоростей охлаждения от 8 °С/с до 20 °С/с. Мартенсит в структуре ОШУ ЗТВ таких сталей формируется значительно раньше и при w8.5=40 °С/с его содержание соответствует критическому (50 %).

3. На основании изучения морфологии мартенсита ОШУ ЗТВ высокопрочных и традиционных трубных сталей методом рентгенографического анализа показано, что мартенсит малоуглеродистых высокопрочных сталей характеризуется более низким содержанием углерода,

меньшей величиной микродеформаци кристаллической решетки и относительно низкой плотностью дислокаций. В частности установлено, что концентрация углерода в мартенситной фазе трубной стали 17ГС почти в 4 раза превышает аналогичный показатель мартенсита стали Х80, микродеформация мартенсита стали 17ГС в 1,3 раза больше, чем у мартенсита стали Х80, плотность дислокаций составляет 6,0±0,2*10'" см"2 и 4,5±0,2*10'м см"2 соответственно. Это свидетельствует о его меньшей склонности к образованию холодных трещин при сварке.

4. На основе изучения процессов структурообразования, протекающих в ОШУ ЗТВ сварных соединений, показано, что оптимальной микроструктурой металла, с позиции обеспечения комплекса механических характеристик, является высокодисперсный бейнит. Для обеспечения этой структуры выбраны рациональные интервалы скоростей охлаждения, составляющие для стали категории прочности Х80 10-50 °С/с, для стали категории прочности Х100 -1025 °С/с, которые рекомендуется обеспечивать при их сварке.

5. Разработан подход к определению величины критического значения эквивалентного углерода. Показано, что критическое значение углеродного эквивалента зависит от возможности обеспечения при принятых способах сварки диапазона рациональных скоростей охлаждения, гарантирующих требуемый комплекс механических характеристик и отсутствие холодных трещин. Если в процессе сварки эти требования по скорости охлаждения могут быть выполнены, то величина критического значения Сэкв может быть увеличена свыше принятого в настоящее время для традиционных трубных сталей.

6. Показано, что при принятых способах сварки (РДС и АДСЗГ) кольцевых стыков газопроводов большого диаметра обеспечение рационального диапазона скоростей охлаждения в ОШУ ЗТВ сварного соединения требует применения предварительного и сопутствующего подогрева, минимальная температура которого составляет ЮО*50 °С.

7. На основании анализа параметров термических циклов корневых проходов, выполненных как в условиях отрицательных, так и положительных температур окружающей среды установлено, что фактическая температура металла, достаточно массивных изделий оказывает большее влияние на скорость охлаждения, чем температура окружающей среды. При этом влияние температуры окружающей среды в большей степени сказывается при выполнении облицовочных проходов. При сварке в условиях отрицательных температур заметно снижается эффект термоциклирования от наложения предыдущих проходов.

8. На основании исследования микроструктуры показано, что в металле шва и ЗТВ сварных соединений, выполненных РДС и АДСЗГ в условиях отрицательных температур, в диапазоне скоростей охлаждения от 20 - 50 °С\с формируется ферритно-бейнитная или ферритно-бейнитно-мартенситная

структуры, а с повышение скорости охлаждения до 80 °С/с содержание мартенситной фазы в ОШУ ЗТВ увеличивается до 50-65%. При этом формируется малоуглеродистый мартенсит, имеющий невысокую твердость и достаточную пластичность, что обеспечивает стойкость сварных соединений к образованию холодных трещин, а полученный комплекс механических свойств ЗТВ сварных соединений удовлетворяет требованиям, регламентируемым нормативными документами.

9. Разработаны рекомендации по технологии ручной дуговой и автоматической дуговой сварки в защитных газах кольцевых стыков газопроводов, изготовленных их высокопрочных трубных сталей. Результат разработки положен в основу Р Газпром «Рекомендации по сварке трубопроводов из сталей класса прочности Х80, XI00», используемых при строительстве газопровода «Бованенково - Ухта».

Список работ опубликованных по теме диссертации.

1. Свариваемость высокопрочных трубных сталей для газопроводных труб большого диаметра / В.И. Столяров, JI.A. Ефименко, О.Ю. Елагина, Е.М. Вышемирский и др. // Проблемы черной металлургии и материаловедения. - 2008, №3, с. 39-47.

2. Расчет параметров режима сварки кольцевых стыков газопроводов из высокопрочной стали Х80 / Ефименко J1.A., Елагина О.Ю., Вышемирский Е.М. // Химическое и нефтегазовое машиностроение. - 2008, №11, с. 4748.

3. Исследование свариваемости высокопрочных трубных сталей категории прочности Х80 / Ефименко Л.А., Елагина О.Ю., Вышемирский Е.М. // Сварочное производство. - 2009, № 2(891), с. 3-7.

4. Особенности структурообразования в сварных соединениях труб из высокопрочной стали Х80, выполненных автоматической дуговой сваркой в условиях отрицательных температур / Ефименко JI.A., Елагина О.Ю., Вышемирский Е.М., Капустин O.E. // Наука и техника в газовой промышленности. - 2009, № 1(37), с.80-84.

5. Технические требования к сварным соединениям при строительстве газопроводов высокого давления из высокопрочных сталей / Вышемирский Е.М., Беспалов В.И., Будревич Д.Г. // Наука и техника в газовой промышленности. - 2009, № 1(37), с.68-74.

6. Определение остаточных сварочных напряжений в кольцевых швах толстостенных труб категории прочности К65 (Х80) / Стеклов О.И., Антонов A.A., Вышемирский Е.М. и др. // Наука и техника в газовой промышленности. - 2009, № 1(37), с.84-88.

Подписано в печать Формат 60x90/16

Бумага офсетная. Печать офсетная .Уел. п. л. Тираж /00 экз. Заказ № Л 6$

Издательский центр РГУ нефти и газа им. И.М.Губкина 119991, Москва, Ленинский проспект,65 Тел.(495) 930-93-49

Введение.

Глава 1 Высокопрочные трубные стали нового поколения.

1.1 Основные этапы создания сталей для магистральных трубопроводов.

1.2 Требования к химическому составу, структуре и механическим свойства высокопрочных трубных сталей.

1.2.1 Требования к химическому составу.

1.2.2 Требования к структурно-фазовому составу и механическим свойствам.

1.3 Принципы выбора параметров оценки свариваемости высокопрочных трубных сталей.

1.3.1 Расчетные методы оценки свариваемости.

1.3.1.1 Оценка склонности сталей к образованию холодных трещин.

Выводы по главе 1.

Глава 2 Исследование свариваемости высокопрочных трубных сталей.

2.1 Исследования особенностей кинетики распада аустенита при сварке высокопрочных трубных сталей.

2.1.1 Материал и методики исследования.'

2.1.2 Анализ структуры и свойств металла околошовного участка

ЗТВ сварных соединений сталей категории прочности Х80.

2.1.2.1 Выбор рациональных скоростей охлаждения металла ОШУ

ЗТВ высокопрочных сталей.

2.1.3 Анализ структуры и свойств металла околошовного участка

ЗТВ сварных соединений сталей категории прочности К70.

2.2 Разработка подхода к определению величины критического значения эквивалента углерода.

Выводы по главе 2.

Глава 3 Изучение возможности обеспечения рациональных скоростей охлаждения при принятых технологиях электродуговой сварки кольцевых стыков трубопроводов.

3.1 Технология и параметры режимов ручной дуговой сварки неповоротных стыков.

3.2 Технология автоматической сварки в защитных газах неповоротных стыков трубопроводов.

Выводы по главе 3.

Глава 4 Формирование структуры и свойств сварных соединений газопроводов из высокопрочных сталей в условиях отрицательных температур.

4.1 Материалы и методика исследования.

4.2 Ручная дуговая сварка на подъем неповоротных кольцевых стыковых соединений фрагментов труб.

4.3 Автоматическая сварка порошковой проволокой в защитных газах неповоротных кольцевых стыковых соединений.

4.4 Исследование структуры и свойств сварных соединений опытных стыков трубопроводов из сталей категории прочности К65 (Х80).

Выводы по главе 4.

Глава 5 Рекомендации по сварке кольцевых стыков газопроводов, изготовленных их высокопрочных трубных сталей.

5.1 Технология и параметры режимов ручной дуговой сварки неповоротных стыков газопроводов.

5.2 Технология и параметры режимов автоматической сварки в защитных газах неповоротных стыков газопроводов.

Выводы по главе 5.

Россия принадлежит к числу крупнейших газодобывающих стран мира. Ее недра содержат 13% мировых разведанных запасов нефти и 36% газа [1]. По оценкам экспертов в ближайшие 20-30 лет природный газ и нефть будут оставаться основными источниками энергии для человечества. Предполагается дальнейший рост мирового потребления природного газа. В России газ будет занимать лидирующее положение в топливно-энергетическом балансе страны. Одновременно Россия будет оставаться одним из крупнейших экспортеров газа, занимая около 25% мирового рынка [47].

Важную роль в реализации энергетической политики страны, формировании новых газодобывающих регионов, межрегиональной системы транспорта энергоносителей и выхода на международные рынки играет развитие нефтегазового комплекса Северного региона России. При этом ключевое значение для развития добычи газа на долгосрочную перспективу имеет освоение месторождений полуострова Ямал. По оценкам специалистов разведанные запасы газа 27-ми месторождений полуострова Ямал составляют более 10 трлн.м , а с учетом месторождений приямальского шельфа - более 20 трлн.м [1].

Намечается строительство газопровода «Сахалин - Хабаровск -Владивосток».

Освоение Штокмановского месторождения в Баренцевом море потребует строительства морского газопровода от ГКМ на материк до завода СПГ в Видяево длиной 479 км (диаметр 1020 мм, давление 22 МПа) и далее сухопутного газопровода до Волхова протяженностью 1350 км (диаметр 1420 мм, давление 9,8 МПа). Объем газовой добычи будет доведен до 90-130 млрд.м3.

Таким образом, газоконденсатные месторождения Севера будут оставаться основой устойчивого развития газовой промышленности России

Значительная роль в выполнении этой задачи принадлежит газотранспортной системе, что обуславливает высокие требования к ее техническому состоянию и эксплуатационным характеристикам. С целью повышения эффективности разработки газовых месторождений предусматривается переход на транспортировку природного газа под давлением 9,8 - 11,8 МПа, тогда как большая часть действующих магистральных газопроводов рассчитана на рабочее давление до 7,4 МПа. Если использовать для строительства новых высокоэффективных газопроводов традиционные стали категории прочности Х65-Х70, пришлось бы значительно увеличивать толщину стенки трубы. Поэтому в настоящее время весьма актуальной становится задача применения труб большого диаметра из сталей категории прочности Х80, а в перспективе до Х120, использование которых позволит существенно уменьшить металлоемкость и стоимость сооружения и эксплуатации газопроводов [1, 47].

Успешное применение высокопрочных трубных сталей для строительства газопроводов в значительной степени определяется наличием рациональных технологических процессов их сварки, обеспечивающих требуемый уровень прочностных, пластических свойств и сопротивления хрупкому разрушению сварных соединений. Разработка таких процессов должна базироваться на современных металловедческих и технологических подходах по оценке свариваемости указанной группы сталей. Это свидетельствует об актуальности настоящей работы, направленной на разработку основ технологии сварки в условиях Крайнего севера трубопроводов из сталей классов прочности Х80, XI00 на основе изучения процессов структурообразования, определяющих свариваемость данных сталей.

Выводы по главе 2

1. На основании изучения кинетики превращения аустенита в ОШУ ЗТВ сварных соединений высокопрочных трубных сталей Х80, XI00 показано, что его распад протекает преимущественно в бейнитной области, в отличие от традиционно применяемых трубных сталей с ферритно-перлитной структурой, в которых при распаде аустенита формируется обширная ферритная и перлитная области.

В высокопрочных сталях область выделения бейнитной фазы соответствует диапазону скоростей охлаждения от 2,5 °С/с до 120 °С/с для стали категории прочности Х80, а появление мартенсита характеризуется скоростями охлаждения свыше 80 °С/с. Для сталей категории прочности XI00 формирование мартенситной фазы начинается при скорости свыше 10 °С/с и достигает максимума при скорости 90 °С/с. В отличие от высокопрочных сталей в традиционных ферритно-перлитных сталях область бейнитного превращения соответствует узкому диапазону скоростей охлаждения от 8 °С/с до 20 °С/с. Мартенсит в структуре ОШУ ЗТВ таких сталей формируется значительно раньше и при \Vg5 =40 °С/с его содержание соответствует критическому (50 %).

2. На основании изучения морфологии мартенсита ОШУ ЗТВ высокопрочных и традиционных трубных сталей методом рентгенографического анализа показано, что мартенсит малоуглеродистых высокопрочных сталей характеризуется более низким содержанием углерода, меньшей величиной микродеформаци кристаллической решетки и относительно низкой плотностью дислокаций. В частности установлено, что концентрация углерода в мартенситной фазе трубной стали 17ГС почти в 4 раза превышает аналогичный показатель мартенсита стали Х80, микродеформация мартенсита стали 17ГС в 1,3 раза больше, чем у мартенсита стали Х80, плотность дислокаций составляет 6,0±0,2* 10"11 см"2 и

4,5±0,2* 10" см" соответственно. Это свидетельствует о его меньшей склонности к образованию холодных трещин при сварке.

3. На основе изучения процессов структурообразования, протекающих в ОШУ ЗТВ сварных соединений, показано, что оптимальной микроструктурой металла, с позиции обеспечения комплекса механических характеристик, является высокодисперсный бейнит. Для обеспечения этой структуры выбраны рациональные интервалы скоростей охлаждения, составляющие для стали категории прочности Х80 10-50 °С/с, для стали категории прочности XI00 - 10-25 °С/с, которые рекомендуется обеспечивать при их сварке.

4. Разработан подход к определению величины критического значения углеродного эквивалента. Показано, что критическое значение углеродного эквивалента зависит от возможности обеспечения при принятых способах сварки диапазона рациональных скоростей охлаждения, гарантирующих требуемый комплекс механических характеристик и отсутствие холодных трещин. Если в процессе сварки эти требования по скорости охлаждения могут быть выполнены, то величина критического значения Сэкв может быть увеличена свыше принятого в настоящее время для традиционных трубных сталей.

ГЛАВА 3. ИЗУЧЕНИЕ ВОЗМОЖНОСТИ ОБЕСПЕЧЕНИЯ РАЦИОНАЛЬНЫХ

СКОРОСТЕЙ ОХЛАЖДЕНИЯ ПРИ ПРИНЯТЫХ ТЕХНОЛОГИЯХ ЭЛЕКТРОДУГОВОЙ СВАРКИ КОЛЬЦЕВЫХ СТЫКОВ ТРУБОПРОВОДОВ

В данном разделе диссертационной работы выполнен расчет параметров технологии сварки применительно к кольцевым стыкам трубопроводов с рабочим давлением 8,3-11,3 МПа, изготовленных из стали категории прочности Х80, XI00 диаметром 1420 мм с толщиной стенки до 33 мм.

Основными способами сварки кольцевых стыков трубопроводов с указанными параметрами являются:

- ручная дуговая сварка для неповоротных стыков трубопроводов;

- автоматическая и механизированная дуговая сварка в защитных газах для неповоротных стыков трубопроводов.

Расчет выполнен с применением инженерно-программного комплекса «Свариваемость» (разработка МГТУ им. Баумана), в котором использовалась классическая теории распространения теплоты при сварке Н.Н.Рыкалина. Рассматривалась схема быстродвижущегося точечного источника внутри бесконечного плоского слоя толщиной 5, равной толщине стенки трубы, имеющего предварительно нагретую до температуры подогрева Тп зону шириной 2Ь.

Теплофизические свойства материала были приняты постоянными, характерными для низколегированных сталей (коэффициент теплопроводности л

X = 0.38 Вт/(см*К), объемная теплоемкость ср = 5.2

Дж/(см *К), плотность (р

7.8 г/см3). Теплоотдача в воздух с наружной и внутренней поверхностей трубы не учитывалась.

Для определения температуры нагрева различных участков сварного соединения с учетом влияния размеров трубы вводились фиктивные источники теплоты. Согласно принципу наложения результирующее температурное поле при действии нескольких источников теплоты определялось как сумма полей

Т = Т0 +АТП +АТ! +. +ДТП

3-1) где ДТП - приращения температур, связанные с процессом остывания зоны подогрева;

АТ[ . АТП - приращения температур, связанные с выполнением сварочных проходов 1 . 11.

Для расчета приращений температур, связанных с остыванием зоны подогрева, использовалось классическое решение задачи о выравнивании температур в неравномерно нагретом стержне. Использование схемы стержня в данном случае правомерно, т.к. распространение теплоты от предварительно нагретой зоны происходит только в одном направлении - вдоль оси трубы:

А Тп =

ТП~Т0) ф

-ф

Г у \ х — Ь

4ао1 ) {-/¿ш

3.2) где: Ф(и) - функция интеграла вероятности.

Процесс выравнивания температуры, описываемый выражением (3.2), характеризуется тем, что температура середины нагретого участка (в данном случае - на оси шва) остается наиболее высокой за все время процесса выравнивания.

Для расчета приращений температур, связанных с выполнением сварочных проходов, основным соотношением является классическое решение для быстродвижущегося источника внутри массивного тела:

4яЯ/ ,

3.3) где г = -у1у2 +г2 - расстояние от оси движения источника теплоты (оси укладываемого шва) до рассматриваемой точки, см;

I — время, отсчитываемое от момента пересечения источником сечения, в котором находится рассматриваемая точка, q/v - погонная энергия сварки, Дж/см.

Адиабатические границы учитывались введением в расчетную схему двух дополнительных (фиктивных) источников теплоты для каждого сварочного прохода. Таким образом, приращение температур точек изделия от каждого прохода может быть вычислено как д гр V М;/у< АГ; = - « - ехр

7 = 1

4 пХ Ь. ги

4 М,

3.4) где: ку - поправочный коэффициент, учитывающий разделку кромок и положение источника в сечении шва;

Гу - длины радиус-векторов, соединяющих исследуемую точку с осью движения каждого из источников (включая фиктивные, учитывающие отражения от границ плоского слоя); и — время распространения теплоты от действия рассматриваемого источника; - номер сварочного прохода.

Для соединения с односторонней У-образной разделкой кромок поправочный коэффициент к рассчитывался по эмпирической формуле:

-^ИЛ^Л!^ (3.5) 180-а) 8 180-а где а - полный угол разделки кромок; г - координата центра сечения укладываемого валика. Например, для угла разделки кромок а = 50° с притуплением с = 8 мм при толщине стенки трубы 5 = 20 мм значение поправочного коэффициента составляет к ~ 1.12 (корневой валик), для облицовочного валика к = 1.0; для заполняющих валиков к принимает промежуточные значения.

Время охлаждения шва до заданной величины межслойной температуры Т* определялось путем численного решения трансцендентного уравнения Т(1;) - Т* = 0 для точек, лежащих на оси движения очередного источника теплоты. Исходными данными для расчета служили:

- геометрические размеры свариваемых труб, определяющие протяженность сварного шва и количество проходов в нем;

- диапазоны изменения силы тока, значения напряжений и скорости сварки каждого прохода, определяющие значения погонных энергий;

- вида разделки кромок и схемы сборки стыка;

- диапазона допустимых значений режимов сварки;

- порядка и схем наложения проходов в сварном шве, численности сварщиков.

При расчете учитывались и определялись следующие параметры:

- температура предварительного подогрева для выполнения корневого шва в зависимости от заданной скорости охлаждения (\у85);

- скорости охлаждения второго и последующих проходов в зависимости от значений межслойных температур;

- минимально допустимые значения погонных энергий, обеспечивающих заданную скорость охлаждения (\vg5);

- интервалы времени между выполнением сварочных проходов для обеспечения найденного уровня межслойных температур.

Назначение режимов сварки кольцевых соединений газопроводов, из полученного расчетным путем массива значений скоростей охлаждения, температур предварительного подогрева и времени охлаждения, проводилось на основе обеспечения в околошовном участке ЗТВ сварного соединения

1. Ананенков А.Г. Ресурсная база - Основа долгосрочного развития газовой промышленности России - М.: Газовая промышленность, 2006, №1 56-59.

2. Бокштейн З. Строение и свойства металлических сплавов - М.: Металлургия, 1971. - 495 с.

3. Винокуров В.А., Григорьянц А.Г. Теория сварочных деформаций и напряжений-М.: Машиностроение.ю 1984, 280 с.

4. Возможность и перспективы использования межкритической нормализации для упрочнения низколегированных сталей и сварных конструкций / Егорова СВ., Стеренбоген Ю.А., Юрчишин А.В. и др. // Автоматическая сварка. - 1983. - №12. - 7-12

5. Возможность повышения предела текучести листов из высокопрочных трубных сталей Х70 и Х80// Матросов Ю.И,, Ганошенко И.В., Багмет О.А. и др. - Сталь, 2005, №2 с. 74-78

6. Воронин Б.И. Акустическая эмиссия при фазовых превращениях в сплавах // Металловедение и термическая обработка. - 1982. - №8. -С.30-36

7. Геллер Ю.А. Металловедение./ Геллер Ю.А., Рахштад А.Г. - М: Металлургия, 1989. - 387 с.

8. Гольдшмидт Х.Дж. Сплавы внедрения, - М.:Мир, 1971.-461 с.

9. Горелик С, Скаков Ю.А., Расторгуев Л.Н. Рентгенографический и электронно-оптический анализ - М.: МИСиС, 2002.-360 с.

10. Горицкий В.М. Диагностика металлов - М.: Металлургиздат, 2004. - 408 с.

11. ГОСТ 23870 «Свариваемость сталей. Метод оценки влияния сварки плавлением на основной металл»

12. ГОСТ 2601 «Сварка металлов. Термины и определения основных понятий»

13. ГОСТ 26389 «Сварные соединения Методы испытаний на сопротивляемость образованию горячих трещин при сварке плавлением 14. ГОСТ 6996 «Сварные соединения. Методы определения механических свойств»

15. Грабин В.Ф. Металловедение сварки плавлением — Киев: Наукова думка, 1982.-416 с.

16. Гривняк И. Свариваемость сталей - М.: Машиностроение, 1984. - 216 с.

17. Ерохин А.А. Основы сварки плавлением - М.: Машиностроение, 1973.- 448 с.

18. Ефименко Л.А. Кинетические особенности структурообразования в толстостенных конструкционных сталях при сварке и их влияние на сопротивление разрушению: дисс. на соискание ученой степени д.т.н.: 05.03.06.-М., 1991.-452 с.

19. Ефименко Л.А. О роли структурного фактора в повышении сопротивления хрупкому разрушению электрошлаковых сварных соединений. // Автоматическая сварка. 1999. - №9. - 13-18.

20. Ефименко Л.А. Фрактография поверхности разрушения / Ефименко Л.А., Платова Н., Виноградова Л.А.- М.:ГАНГ, 1996. - 20с.

21. Ефименко Л.А., Елагина О.Ю., Вышемирский Э.Л.Макаров, А.В.Коновалов Расчет параметров сварки кольцевых стыков газопроводов из высокопрочной стали Х80 - Сварочное производство

22. Ефименко Л.А., Елагина О.Ю., Капустин О.Е., Вып1емирский Е.М. Исследование свариваемости высокопрочных трубных сталей категории прочности Х80 - Сварочное производство

23. Жуков А.А. Геометрическая термодинамика сплавов железа. - М.: Машиностроение, 1979.- 232 с.

24. Земзин В.Н. Термическая обработка и свойства сварньгк соединений / Земзин В.Н., Шрон Р.З. - М, Машиностроение, 1978. - 367 с.

25. Золоторевский B.C. Механические свойства металлов

26. Зорин Е.Е. Сварка. Введение в специальность / Зорин Е.Е., Худолий Н.Г. - М.: Недра-бизнес, 2004. - 232 с.

27. Интерполяционные модели для оценки фазового состава зоны термического влияния при дуговой сварке низколегированных сталей / Касаткин О.Г., Зайффарт О.А.// Автоматическая сварка.- 1984.- №1.-С.7-11.

28. Испытания металлов на свариваемость / Шоршоров М.Х., Чернышова Т.А., Красовский А.И. - М.: Металлургия, 1972. - 240 с.

29. Исследование структуры металла газопроводов после их длительной эксплуатации / Лякишев Н.П., Кантор М.М. Воронин В.Н. и др. // Металлы - 2005. - №1. - 3-16

30. Кальнер В.Д., Шор Ф.И. Переводные таблицы твердости //Материаловедение и термическая обработка. - 1977. - №9. - 59-61.

31. Касаткин О.Г. Выбор системы легирования шва при сварке высокопрочных сталей / Касаткин О.Г, Миходуй Л.И.// Автоматическая сварка.- 1992. - №5. - 19-25

32. Коновалов А.В. Разработка элементов теории и технологических путей обеспечения свариваемости низколегированных сталей при многослойной сварке с использованием компьютерного моделирования: дисс. ... д.т.н.: 05.03.06-М.: 2005. - 411 с.

33. Коррозионная стойкость сварных соединений стали 08Х22Н6Т и 08Х21Н6М2Т, выполненных новыми электродами / Сидоркина Ю.С., Лейбзон В.М., Сидлин Э.А. и др.//Химическое и нефтяное машиностроение. - 1985. - №5. - 29-30.

34. Корчинский М.А. Зона термического влияния конструкционных сталей микролегированных ванадием. // Сварные конструкции: в сб. - Киев, 1990.-С. 210-211

35. Криштал М.А. Механизм диффузии в железных сплавах - М.: Металлургия, 1972.- 400 с.

36. Лахтин Ю.М. Материаловедение / Лахтин Ю.М., Леонтьев В.П. - М: Машиностроение, 1990.- 528 с.

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

38. Марковец М.П. Определение механических свойств металлов по твердости. - М . : Машиностроение, 1989. - 191 с.

39. Марочник сталей и сплавов / п/р Зубченко А.С. — М.Машиностроение, 2001. - 672 с.

40. Материалы для автоматической сварки / п/р Кершенбаума В.Я, Стеклова О.И. - М.: Технонефтегаз, 2001. - 382 с.

41. Меньков В.А. Сеть технологической связи ОАО «Газпром»: реализованные и перспективные проекты - М. Тазовая промышленность, 2006, №9, 42-45.

42. Методы исследования материалов / Тушинский Л.И., Плохов А.В., Токарев А.С. и др. - М: Мир, 2004. - 161 с (см 16)

43. Мешков Ю.А. Физические основы разрушения стальных конструкций - Киев.:Наукова думка, 1981. - 238 с.

44. Ниобийсодержащие низколегированные стали // Хайстерками Ф., Хулка К., Матросов Ю.И. и др.- М.: «СП Интермет Инжиниринг», 1999.-94 с.

45. Основы термической обработки стали / Смирнов М.А., Счастливцев В.М., Журавлев Л.Г. - Екатеринбург: УрО РАН, 1999. - 496 с.

46. Оценка влияния этапа нагрева термического цикла при лазерной обработке на работоспособность упрочненной поверхности / Елагина О.Ю., Агеева В.Н. // Надежность и сертификация оборудования для нефти и газа. - 2003.- №1. - 12-17.

47. Оценка фактических параметров металла технических объектов нефтегазового комплекса / Ефименко л. А., Коновалова О. А., Камардинин В.П. и др. // Химическое и нефтегазовое машиностроение. 1999. - №4-0.35-36.

48. Потапьевский А.Г. Сварка в защитных газах плавяш,имся электродом - М., Машиностроение, 1974. - 238 с.

49. Превращения в железе и стали / Курдюмов Г.В., Утевский Л.М., Энтин Р.И. - М: Наука, 1977,- 236с

50. Производство толстолистового проката для труб большого диаметра категории прочности Х70// Ганошенко И.В., Володарский В.В., Матросов Ю.Н. - Металлург, 2003,№8, 44-47.

51. Разработка и промышленное опробование трубной стали повышенной прочности и хладостойкости с преимущественно бейнитной структурой // Эфрон Л.И., Ильинский В.И, Морозов Ю.Д., Голованов А.В. - Сталь, 2003, №9 83-87.

52. Романов O.K. Вязкость разрушения конструкционных сталей - М.: Металлургия, 1979. - 175 с.

53. Сажаев А. А. Разработка экспериментально-расчетной методики оценки структуры и свойств ЗТВ многослойных сварных соединений конструкционных легированных сталей: дисс. ... канд. техн. наук: 05.03.06.- М.: МГТУ им.Н.Э. Баумана, 2000. - 133 с.

54. САПР и экспертные системы в сварке / п/р Судника В.А. - Тула, 1995. - 161 с.

55. Сварка и свариваемые материалы. В 2 т. Т.1: Сварка и свариваемые материалы / под ред. Макарова Э.Л. - М.: Металлургия, 1991. - 527 с.

56. Свойства бесперлитной трубной стали категории прочности Х65-Х70 типа 0,3C-l,5Mn-0,09Nb // Носоченко А.О., Матросов Ю.И., Ганошенко Н.В. и др. - Металлург, 2003, №12, 30-33.

57. Стали для оборудования нефтяной и газовой промышленности / Лившиц Л.С, Левин СМ. - М.: Недра, 1995. - 286 с.

58. Стали и сплавы. Марочник / под ред. Сорокина В.Г. Гервасьева М.А. - М: Интернет инжиниринг, 2003. - 608 с.

59. СТО «Газпром» 2-2.2-136-2007 «Инструкция по технологиям сварки при строительстве и ремонте промысловых и магистральных газопроводов. Часть 1»

60. Столяров В.И, Пышминцев И.Ю. Ефименко Л.А.,Елагина О.Ю., Вышемирский Е.М. Свариваемость высокопрочных сталей для газопроводных труб большого диаметра - Проблемы черной металлургии и материаловедения, №3, 2008 г. с.39-47

61. Твердость стали как функция ее прочностного и структурного состояния / Плавский Ю.Н., Артемьев ЮТ.// Заводская лаборатория. -1989. - №5.- 88-91

62. Тезисы доклада Сборник трудов ВНИИГАЗ

63. Теория сварочных процессов / под ред. Фролова В.В.- М.: Высшая школа, 1988.- 559 с.

64. Теория сварочных процессов п\р В.М. Неровного — М.:Из-во МГТУ, 2007,752 с

65. Теория сварочных процессов/ Багрянский К.В., Добротина З.А., Хренов К.К. - Киев: Висща школа, 1976.- 424 с.

66. Термодинамика железоуглеродистых сплавов / Могутнов Б.М., Томилин И.А., Шварцман Л.А. - М.Металлургия, 1984. - 356 с.

67. Технологические напряжения в сварных соединениях / Чернышев Г.Н., Попов А.Л., Антонов А.А. и др. - М.: Издательство ГОУ, 2004. - 254 с.

68. Технология электрической сварки металлов и сплавов плавлением./ под ред. Б.Е. Патона-М.: Машиностроение, 1974.- 768 с.

69. Толстолистовая сталь для газопроводных труб категории прочности Х80// Белый А.И., Матросов Ю.И., Ганошенко И.В. и др. - Сталь, 2006, №5,с.106-110.

70. Треш;иностойкость металла труб нефтепроводов/ Гумеров А.Г., Ямалеев К.М., Журавлев Г.В. и др. - М.: Недра, 2001. - 231 с.

71. Тушинский Л.И. Структурная теория конструктивной прочности материалов - Новосибирск: НГТУ, 2004. -

72. Хакимов А.Н. Электрошлаковая сварка с регулированием термического цикла, - М.: Машиностроение, 1984. - 208 с.

73. Харионовский В.В. Надежность и ресурс конструкций газопроводов - М.: Недра, 2000.-467 с.

74. Хулка К., Александров Перспективные трубные стали для газопроводов - Металлург, №3,2006, с.52-55

75. Шахпазов Е.Х. Разработка новых трубных сталей для работы в экстремальных условиях // Международная конференция: Металл для нефтегазовых труб - перспективы сотрудничества и партнерства, 2006, Санкт-Петербург.

76. Шишкин А.В. Электротехническое металловедение: Учебное пособие. - Новосибирск: Из-во НГТУ, 1997. - 45 с.

77. Шмит-Томас К.Г. Металловедение для машиностроения. Справочник - М.: Металлургия, 1995. - 512 с.

78. Шоршоров М.Х. Фазовые превращения и изменения свойств стали при сварке (атлас) / Шоршоров М.Х., Белов В.В. - М.: Наука, 1972, 219 с.

79. Шоршоров М.Х. Металловедение сварки стали и сплавов титана - М.:Наука, 1965,336 с

80. Электроды для ручной дуговой сварки. Международный справочник транслятор / под ред Кершенбаума В.Я, Стеклова О.И. - М.: Технонефтегаз, 2000.. - 525 с.

81. Энергетика и фракталы в материаловедении / Иванова B.C., Баланкин А.С., Бунин И.Ж. и др.- М.: Наука, 1994. — 382 с.

82. Эфрон Л.И., Литвиненко Д.А. Получение высокопрочных свариваемых сталей с бейнитной структурой с применением термодеформационной обработки - МиТОМ, 1994, №10, 28-33

83. Microstructure and mechanical properties of API-X80 gradeC_Mn_Nb-V- Mo linepipe steel// Yoo J.-Y., Ahn S.-S., Choo W.-Y. - Proc. of the Intern. Pipeline Technology Conf, 2004, Vol.4, P. 1089-1098.

84. Kasugai Т., Inagaki M. Effect of Cr Transformation Behavior of Synthetic Weld Heat-Affected Zone of Steels // Trans, of Nat. Res. Inst, for Metals. 1981.-V. 23, №3.-P. 43-55.