автореферат диссертации по металлургии, 05.16.01, диссертация на тему:Повышение сопротивления разрушению труб большого диаметра классов прочности К60, К65 из малоуглеродистых феррито-бейнитных сталей

На правах рукописи

С^/г

Струин Алексей Олегович

ПОВЫШЕНИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ РАЗРУШЕНИЮ ТРУБ БОЛЬШОГО ДИАМЕТРА КЛАССОВ ПРОЧНОСТИ К60, К65 ИЗ МАЛОУГЛЕРОДИСТЫХ ФЕРРИТО-БЕЙНИТНЫХ СТАЛЕЙ

Специальность - 05.16.01 Металловедение и термическая обработка

металлов и сплавов

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Челябинск 2014

7 АВГ 2014

005551551

Работа выполнена в Открытом Акционерном Обществе «Российский научно-исследовательский институт трубной промышленности».

Научный руководитель:

доктор технических наук, Пышминцев Игорь Юрьевич (ОАО «РосНИТИ»)

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, Настич С.Ю.

(ФГУП «ЦНИИЧЕРМЕТ им. И. П. Бардина»)

кандидат технических наук, Сазонов Ю.Б. (НИТУ «МИСиС»)

Ведущее предприятие ОАО «Челябинский Металлургический

Комбинат».

Защита диссертации состоится «02» октября 2014 года в 15м на заседании диссертационного совета Д 212.132.08 при НИТУ «МИСиС» по адресу 119049, г. Москва, Ленинский проспект, д. 4., ауд. Б-607.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке НИТУ «МИСиС» и на сайте www.misis.ru.

Автореферат разослан «23» июля_ 2014 года.

Ученый секретарь диссертационного ^

совета Д 212.132.08, д.ф.-м.н. С - ¿Д/Ь-'Ч—-х С.И. Мухин

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Устойчивое увеличение объема потребления энергоресурсов, основным источником которых являются углеводороды требует развития системы транспорта природного газа в Российской Федерации путем строительства новых магистральных газопроводов в сложных условиях в районах Севера, Восточной Сибири, Дальнего Востока. Для повышения пропускной способности, газопроводы проектируют на повышенное давление, не применяемое ранее. При этом большинство новых проектов отличаются экстремально низкими температурами строительства и эксплуатации.

В этих условиях представляется экономически выгодным применение труб большого диаметра, изготовленных из сталей высоких классов прочности (К65 и выше). Опыт применения труб высоких классов прочности при строительстве магистральных газопроводов на территории РФ ограничен. Единственным проектом магистрального газопровода из труб К65 является магистральный газопровод «Бованенково-Ухта», предназначенный для вывода газа с полуострова Ямал в Единую систему газоснабжения. Основными факторами, сдерживающими широкое применение труб высоких классов прочности, являются неопределенность в вопросе их сопротивления протяженному вязкому разрушению и относительно низкие вязкие свойства сварных соединений в сравнении со свойствами основного металла трубы.

Существующие подходы к определению уровня вязких свойств основного металла труб необходимого для остановки вязкого разрушения разрабатывались на рубеже 60-70-х годов ХХ-го века для труб классов прочности К46-К60 с ударной вязкостью не более 125 Дж/см2. Развитие технологий сталеплавильного, листопрокатного и трубного производств сделало возможным получение новых типов микроструктур, в результате чего были созданы новые высокопрочные стали для труб класса прочности К65 и выше, а также существенно улучшены вязкие свойства стали широко применяемой для труб класса прочности К60. Очевидно, что существующие подходы к определению уровня вязких свойств основного металла, необходимого для предотвращения протяженного разрушения, нуждаются в серьезной корректировке применительно к новым сталям. На основе изучения особенностей распространения вязких трещин в трубах с различными типами микроструктур, формирующимися в современных малоуглеродистых сталях при термомеханической обработки исходного листа, можно констатировать, что новые методы находятся на стадиях достаточно далеких от завершения и принятия инженерным сообществом, их разработка и проверка является актуальной задачей.

Использование новых трубных сталей закономерно привело к необходимости повышения комплекса механических свойств сварных соединений труб. Несмотря на это уровень вязких свойств сварных соединений остается существенно ниже, чем у основного металла. Современные требования к величине ударной вязкости и статической трещиностойкости (далее CTOD - Crack Tip Opening Displacement) основного металла и сварных соединений различаются более чем в 2-3 раза. При этом сварное соединение характеризуется выраженной неоднородностью свойств, а также является концентратором напряжений, что в совокупности создает благоприятные условия для зарождения, подрастания и

распространения трещин. Относительно низкие вязкие свойства (далее также локальная хрупкость) сварного соединения в сравнении со свойствами основного металла, могут привести к тому, что надежность труб будет определяться свойствами сварных соединений, как наиболее «слабого звена». Вопрос влияния локальной хрупкости в зоне термического влияния (далее ЗТВ) вблизи линии сплавления на процессы инициирования и распространения разрушения в прямошовных и спиральношовных трубах К60, К65 при наличии трещиноподобного дефекта вследствие ограниченного количества экспериментальных данных мало изучен.

Несмотря на то, что проблеме относительно низких вязких свойств сварных соединений посвящено довольно много исследований, вопросы установления взаимосвязи между параметрами микроструктуры и механическими свойствами ЗТВ сварного соединения, а также определения влияния химического состава основного металла на параметры микроструктуры, образующейся в ЗТВ, применительно к толстостенным трубам К60, К65 для новых проектов магистральных трубопроводов являются актуальными и представляют большой научный и практический интерес.

Цель работы состоит в определении взаимосвязи между параметрами микроструктуры, механическими и эксплуатационными свойствами основного металла и сварных соединений труб большого диаметра классов прочности К60, К65, предназначенных для строительства линейной части современных магистральных газопроводов, а также в установлении особенностей разрушения таких труб под действием внутреннего давления для разработки методик и критериев оценки сопротивления протяженному вязкому разрушению.

Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:

1. Определить параметры микроструктуры и механические свойства основного металла и сварных соединений труб К60, К65 с повышенными показателями вязкости, а также исследовать взаимосвязь между данными характеристиками и установить их влияние на сопротивление разрушению. Установить влияние химического состава основного металла на тип и параметры микроструктуры, образующейся в ЗТВ сварного соединения толстостенных труб;

2. Оценить влияние зон локальной хрупкости сварных соединений на конструктивную прочность труб на стадии инициирования и распространения разрушения;

3. На основании результатов полномасштабных пневматических и гидравлических испытаний установить закономерности распространения разрушения в электросварных трубах большого диаметра классов прочности К60, К65, предназначенных для строительства линейной части современных магистральных трубопроводов, в том числе установить роль сварных соединений в распространении магистральной трещины в прямошовных и спиральношовных трубах;

4. Установить характеристики энергоемкости распространения трещины в основном металле труб с характерными типами микроструктур, формирующимися при современных схемах термомеханического упрочнения исходного листа и сопоставить их с показателями, полученными при стандартных видах механических испытаний;

5. Разработать виды механических испытаний, позволяющие оценить сопротивление протяженному вязкому разрушению трубных сталей и опробовать их

при анализе результатов полигонных пневматических испытаний опытных партий труб класса прочности К65.

Научная новизна результатов работы заключается в следующем:

1. На основе анализа очага вязкого разрушения основного металла труб классов прочности К60, К65 установлено, что способность к остановке вязкой трещины определяется величиной работы пластической деформации в зоне разрушения, которая в зависимости от типа микроструктуры, сформированной при термомеханическом упрочнении исходного листа, может существенно различаться.

2. Показано, что низкое сопротивление протяженному вязкому разрушению наблюдается в сталях с повышенным содержанием крупных зерен бейнитной а-фазы и «вторых фаз» в виде вырожденного перлита и МА составляющей, имеющих форму прерывистых полос, вытянутых в направлении прокатки. Наличие такой микроструктуры способствует образованию в изломе многочисленных расщеплений в плоскости прокатки, что приводит к уменьшению размера зоны пластической деформации в окружном направлении на величину до двух раз по сравнению со сталями, характеризующимися равномерным распределением «вторых фаз» в матрице более равноосной и мелкой бейнитной а-фазы.

3. Разработана методика определения энергоемкости распространения вязкой трещины в основном металле труб. Показано, что энергоемкость разрушения максимальна на стадии зарождения разрушения и мало меняется на стадии его распространения и в трубах К65 не выдержавших испытание составляет 1000-1400 Дж/см2.

4. Определено, что уровень трещиностойкости участка крупного зерна ЗТВ вблизи линии сплавления зависит от типа и параметров внутризеренной микроструктуры. Наиболее высокий уровень СТСГО обеспечивают структуры дисперсного игольчатого и реечного бейнига. Низкие значения СТОБ наблюдаются при образовании глобулярного и грубого игольчатого бейнита.

5. Экспериментально доказано, что участок крупного зерна вблизи линии сплавления шириной до 4 зерен аустенита является зоной локальной хрупкости сварных соединениях труб К60, К65, которая оказывает негативное влияние только на протяженность разрушения. При этом условия инициирования разрушения в трубах (давление разрушения) при расположении трещиноподобного дефекта в основном металле или в такой зоне локальной хрупкости сварного соединения практически одинаковые.

Практическая значимость результатов работы.

Установленные закономерности разрушения труб К60, К65 использованы при подготовке к проведению серии полномасштабных гидравлических и пневматических испытаний труб и интерпретации их результатов для проектов уникальных в техническом отношении магистральных газопроводов «Бованенково-Ухта» и «Южный Поток». Разработанные методики оценки сопротивления протяженному вязкому разрушению основного металла труб включены в нормативный документ ОАО «Газпром» - Рекомендации Газпром 133-2011 «Методики оценки сопротивления протяженному вязкому разрушению высокопрочных сталей на основе комплексных испытаний основного металла труб в заводских и лабораторных условиях». Выбранные критерии оценки сопротивления

протяженному вязкому разрушению основного металла труб включены в СТО Газпром 2-4.1-741-2013 «Технические требования к основному металлу труб К65(Х80) и методы их контроля».

Рекомендации по выбору химического состава трубной стали К60 были использованы ОАО «ВТЗ» при формировании технических требований к прокату для изготовления труб под проект газотранспортной системы «Сила Сибири» при разработке ТУ 14-101-946-2013 «Прокат толстолистовой для электросварных прямошовных труб магистральных газопроводов на рабочее давление до 9,8 МПа включительно, пересекающих зоны активных тектонических разломов».

Основные положения, выносимые на защиту.

1. Влияние микроструктуры на механические свойствами основного металла и сварного соединения труб К60, К65, предназначенных для новых проектов дальнего транспорта газа.

2. Влияние зон локальной хрупкости сварных соединений на конструктивную прочность труб большого диаметра на стадии инициирования и распространения трещины под действием внутреннего давления.

3. Закономерности и особенности деформации, сопровождающей распространение вязких трещин в прямошовных и спиральношовных трубах.

4. Новые методики и критерии оценки сопротивления протяженному вязкому разрушению основного металла труб К65, коррелирующие с результатами полномасштабных пневматических испытаний.

Апробация работы

Основные положения и результаты диссертационной работы доложены и обсуждены на российских и международных научно-технических конференциях и семинарах: XIX научно-технической конференции «Трубы», г. Челябинск 2011; международная конференция «Производство, испытания и практическое использование ТБД классов прочности Х80/Х90» г. Москва, апрель 2011; «International Pipeline Conference & Exposition», г. Калгари (Канада), октябрь 2008; семинар «Welding of High Strength Pipeline Steels», г. Араша (Бразилия), ноябрь 2011; семинар «Ductile Fracture Mechanisms», г. Рим (Италия), февраль 2012; «Pipeline Technology Conference», г. Остенд (Бельгия), октябрь 2013.

Публикации

По теме диссертации опубликовано 20 печатных работ из них 8 в журналах рекомендованных ВАК.

Объем и структура диссертации

Диссертация состоит из введения, пяти глав, выводов, списка литературы из 101 наименования. Работа изложена на 151 странице, содержит 120 рисунков и 19 таблиц.

СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАЦИИ

Во введении обоснована актуальность тематики исследования, сформулированы цель работы и задачи исследования, перечислены полученные автором результаты, раскрыта их научная и практическая ценность.

В первой главе приведены общие сведения о состоянии и направлениях развития трубной отрасли. Показана область применения, преимущества, проблемы и перспективы использования современных высокопрочных трубных сталей. Выполнен анализ технических требований, предъявляемых к основному металлу и сварным соединениям современных высокопрочных труб для дальнего транспорта газа. Рассмотрены разновидности технологий производства листового проката, а также существующие подходы к легированию трубных сталей. Описаны установленные ранее особенности микроструктуры основного металла и сварных соединений высокопрочных труб и их влияние на трещиностойкость.

Показано, что основные риски применения высокопрочных труб связаны с возможностью протяженного вязкого разрушения газопровода и относительно низкими вязкими свойствами сварных соединений. Требуемый уровень трещиностойкости труб должен быть обеспечен путем формирования в основном металле и сварном соединении труб целевой микроструктуры, параметры которой должны быть заранее известны. Рассмотрен текущий уровень понимания научным сообществом этих проблем и разработанные ранее подходы к их решению.

Во второй главе приведены основные параметры исследуемых сталей и описаны методики, использованные для их исследования.

Для проведения исследования были выбраны 12 труб классов прочности K6Q, К65. Прокат для исследуемых труб изготовлен по разным схемам термомеханической контролируемой обработки (далее ТМСР - Thermo-Mechanical Controlled Processing) с использованием различных концепций легирования. Исследуемые трубы изготовлены на российских и зарубежных предприятиях с применением современных технологий сталеплавильного, листопрокатного и трубного производства и предназначены для эксплуатации в составе газотранспортной системы «Сила Сибири» и магистральных газопроводов «Южный Поток», «Бованенково-Ухта», «Cheyenne Plains».

Основные параметры исследуемых труб, их условные обозначения и химический состав основного металла приведены в таблицах 1 и 2.

Сталь, изготовленная по разновидности ТМСР, получившей название высокотемпературная обработка (далее НТР - High Temperature Processing), для осуществления контролируемой прокатки при более высоких температурах, чем традиционная ТМСР, содержит порядка 0,10% Nb. При этом она имеет повышенное содержание Сг, пониженное содержание Мп и не легирована Мо. Данную концепцию легирования стали также можно отнести к экономным.

В работе использованы следующие методы исследования микроструктуры и механических свойств основного металла и сварных соединений исследуемых труб: оптическая и электронная микроскопия, фрактография, измерение твердости, испытание на растяжение, ударный изгиб, по определению статической трещиностойкости, а также специальные методы испытаний, разработанные при непосредственном участии автора. Эксплуатационные свойства исследуемых труб определяли по результатам полигонных пневматических и гидравлических испытаний, проводимых по методикам разработанным ООО «Газпром-ВНИИГАЗ».

Таблица 1. Химический состав и соответствующие концепции (схемы) легирования исследуемых трубных сталей.

Массовая доля, %

Усл. обозн. стали Химический состав Концепция легировании

С 81 Мп Мо N1 Си Сг V 1МЬ Т! в р Сэкв Рсш

стали К60

Л1 0,098 0,43 1,62 0,009 0,046 0,029 0,024 0,002 0,050 0,022 0,0008 0,0110 0,40 0,20 Экономная

А2 0,056 0,32 1,91 0,002 0,013 0,012 0,170 0,003 0,056 0,014 0,0005 0,0090 0,43 0,17 М-Сг

АЗ 0,060 0,14 1,67 0,190 0,180 0,180 0,030 0,000 0,020 0,012 0,0010 0,0050 0,41 0,17 Экономная

стали К65

Б1 0,060 0,12 1,55 0,000 0,130 0,240 0,230 0.001 0,095 0,012 0,0020 0,0110 0,38 0,16 для НТР, ИЬТ-Сг

Б2 0,050 0,10 1,87 0,010 0,630 0,490 0,260 0.000 0,024 0,019 0,0040 0,0070 0,49 0,20 Специальная композиция

БЗ 0,058 0,21 1,84 0,210 0,220 0,068 0,073 0,026 0,064 0,019 0,0014 0,0120 0,45 0,18 №-У

Б4 0,060 0,20 1,69 0,210 0,220 0,060 0,030 0,040 0,070 0,017 0,0020 0,0060 0,43 0,17

Б5 0,080 0,39 1,85 0,133 0,220 0,170 0,190 0,002 0,050 0,016 0,0010 0,0130 0,46 0,21 М-Сг

Б6 0,050 0,20 1,80 0,220 0,350 0,240 0,040 0,010 0,054 0,017 0,0008 0,0140 0,44 0,19 Смешанная

Б7 0,060 0,19 1,76 0,188 0,240 0,240 0,050 0,002 0,038 0,012 0,0010 0,0120 0,43 0,18 Экономная

Б8 0,050 0,21 1,81 0,190 0,240 0,270 0,050 0,000 0,040 0,010 0,0010 0,0150 0,43 0,18 Экономная

Б9 0,060 0,15 1,78 0,200 0,280 0,270 0,020 0,000 0,010 0,013 0,0060 0,0005 0,43 0,19 Экономная

Примечание: Все исследуемые стали содержат не более 0,005% Б, не более 0,015% Р и не более 0,009% N.

Таблица 2. Основные параметры исследованных труб.

Условное обозначение Толщина стенки, мм Наружный диаметр, мм Концепция легирования Технология производства проката

трубы К60 (оси ^ 485 МПа, ств > 570 МПа}

А1 21,6 1420 Экономная ТМСР

А2* 21,6 1420 М>-Сг ТМСР

АЗ 28,0 1220 Экономная ТМСР с термообработкой в линии стана

трубы К65 (Сол * 555 МПа, ов > 625 МПа)

Б1 14,1 762 для НТР, №Т-Сг НТР

Б2 23,0 1420 Специальная композиция ТМСР

БЗ 27,7 1420 КЬ-У ТМСР

Б4 27,7 1420 ТМСР

Б5 27,7 1420 ЫЪ-Сг ТМСР

Б6 27,7 1420 Смешанная ТМСР

Б7 27,7 1420 Экономная ТМСР

Б8 27,7 1420 Экономная ТМСР

Б9 27,7 1420 Экономная ТМСР

Примечание: * спиральношовная труба.

В третьей главе приведены результаты металлографических исследований и механических испытаний основного металла и сварных соединений исследуемых труб К60, К65.

Они показали, что исследуемые стали по типу микроструктуры можно разделить на следующие группы: феррито-перлитные, феррито-бейнитные, феррито-бейнитные с ферритными прослойками, феррито-бейнитные с равномерным распределением мартенсит/аустенитной (далее МА) составляющей (рисунок 1). В таблице 3 для каждой стали приведены данные о концепции легирования, технологии производства проката, сопротивлении протяженному вязкому разрушению и соответствующем типе микроструктуры.

Установлено, что в феррито-бейнитных сталях, изготовленных по технологии ТМСР (№ А2, Б2, БЗ, Б5...Б8), основной структурной составляющей является бейнитная а-фаза, состоящая из игольчатого и небольшого количества глобулярного бейнита1. Количество феррита незначительно. В качестве «вторых» фаз выступают МА составляющая и вырожденный перлит.

Сталь, изготовленная по технологии НТР (№Б1), также имеет феррито-бейнитную микроструктуру, однако основной структурной составляющей в данной

1 . В настоящей диссертационной работе при описании микроструктур использована терминология, предложенная Смирновым М.А. и др. в работе «Классификация микроструктур низкоуглеродистых трубных сталей» (журнал «Металлург», №7,2010).

9

стали является квазиполигональный феррит. Характерной особенностью данной стали являются относительно большой размер структурных составляющих и отсутствие их вытянутости в плоскости прокатки.

Таблица 3. Типы микроструктур исследованных сталей.

Условное обозначение Тип микроструктуры Концепция легирования Технология производства Результат полигонного испытания

А1 феррито-перлитная Экономная ТМСР Положительный

А2 феррито-бейнитная №>-Сг ТМСР Положительный

Б1 №>Т-Сг для НТР, ЫЬ|-Сг -

Б2 Специальная композиция ТМСР Положительный

БЗ №-У ТМСР Отрицательный

Б5 №-Сг ТМСР Отрицательный

Бб Смешанная ТМСР Отрицательный

Б7 Экономная ТМСР Положительный

Б8 Экономная ТМСР Положительный

АЗ феррито-бейнитная с равномерным распределением МА Экономная ТМСР с термообработкой в линии стана -

Б4 феррито-бейнитная с ферритными прослойками №>-У ТМСР Положительный

Б9 Экономная ТМСР Положительный

Феррито-бейнитные стали с прослойками феррита (№ Б4, Б9), характеризуются большим количеством полигонального феррита в микроструктуре (до 50%). Необходимый уровень прочности данных сталей достигается посредством образования более мелкодисперсной бейнитной а-фазы.

Сталь с феррито-бейнитной микроструктурой с равномерным распределением МА составляющей (№АЗ), изготовленная по технологии ТМСР с дополнительной термообработкой в линии листопрокатного стана, характеризуется выраженным градиентом микроструктуры по толщине. Микроструктура центрального слоя представляет собой смесь феррито-бейнитной а-фазы со значительным количеством крупной равномерно распределенной МА составляющей, имеющей размер до 15 мкм. Микроструктура внешних слоев состоит из а-фазы полигональной и реечной морфологии с точечными выделениями карбидных фаз. Хладностойкость стали с такой микроструктурой относительно остальных типов феррито-бейнитных микроструктур невысокая.

Электронная сканирующая микроскопия показала, что в сталях №БЗ, Б5, Б6, не выдержавших полигонное пневматическое испытание, наблюдается повышенное содержание МА составляющей и вырожденного перлита, имеющих форму, вытянутую в направлении прокатки. Вырожденный перлит и МА составляющая образуют характерные прерывистые «полосы» длиной до 100 мкм по границам исходного зерна аустенита (рисунок 2). На границах аустенитного зерна присутствует в относительно большом количестве высокоуглеродистая фаза, внутри аустенитного зерна наблюдается игольчатый бейнит с низким содержанием углерода. Его наличие также является характерной особенностью сталей с низким сопротивлением протяженному вязкому разрушению.

Распределение в структуре стали перлита и МА составляющей в виде вышеописанных «полос» повышает склонность стали к образованию расщеплений при разрушении. Внешний вид излома труб из сталей №Б2 и Б6 показан на рисунке 3.

Рисунок 2. Микроструктура стали Б6.

а '^чвиивиик б

Рисунок 3. Внешний вид излома стали №Б2 выдержавшей (а) и стали №Б6 не выдержавшей (б) полигонное испытание.

Механические испытания образцов показали, что стали с феррито-бейнитной микроструктурой обладают более высокими прочностными свойствами (с0д,ов), высоким отношением о0Уав, ударной вязкостью и сопротивлением протяженному вязкому разрушению по сравнению со сталями с микроструктурой других типов.

Стали с феррито-бейнитной микроструктурой с прослойками полигонального феррита и сталь с феррито-бейнитной микроструктурой с дисперсионным распределением МА составляющей имеют комплекс свойств характерный для сталей с повышенной деформируемостью (невысокие значения о0.2 и отношения Оол/св), областью применения которых является строительство газопроводов в районах повышенной подвижности грунтов и сейсмической активности. На диаграммах растяжения этих сталей отсутствует площадка текучести. Это способствует интенсивному упрочнению на ранних стадиях деформации, что приводит к повышению сопротивления труб локализации деформации при изгибе или осевом сжатии. Данные стали обладают относительно невысокой ударной вязкостью, однако продемонстрировали удовлетворительное сопротивление протяженному вязкому разрушению по результатам полигонных пневматических испытаний.

Испытания на ударный изгиб и статическую трещиностойкость основного металла и сварных соединений исследованных труб показали, что самым «ослабленным» местом по периметру трубы является участок крупного зерна вблизи

линии сплавления (далее ЛС). По результатам фракто-графических исследований было установлено, что разрушение распространяется хрупко на расстоянии не более 4-х зерен аустенита от ЛС, либо непосредственно по ней (рисунок 4).

По результатам

испытания образцов на статическую трещиностойкость установлено, что при нанесении надреза по ЛС все сварные соединения независимо от концепции легирования разрушаются хрупко, но при этом имеют разную величину СТСЮ. В изломах образцов сварных соединений труб с высокими значениями СТОВ наблюдается участок вязкого подроста трещины перед началом хрупкого разрушения. Сварные соединения труб №АЗ, Б2, Б4 обладают высокой трещиностойкостью (СТОГ) более 0,35 мм), труб №Б7 и Б9 удовлетворительной трещиностойкостью (СТСЮ более 0,15 мм). Трещиностойкость сварных соединения труб №БЗ, Б5 и Б6 не соответствует даже самым минимальным требованиям (СТСЮ менее 0,10 мм).

Для исследуемых сварных соединений определены параметры микроструктуры участка крупного зерна вблизи ЛС, а именно: размер зерна аустенита и тип микроструктуры внутри зерна. Металлографические исследования сварных соединений показали, что максимальный размер аустенитного зерна наблюдается непосредственно вблизи линии сплавления и составляет 2-4 балл в зависимости от исследуемой стали. На расстоянии 500 мкм от линии сплавления балл аустенитного зерна 7-11. Стали №БЗ, Б6 имеют наибольший средний размер зерен (более 0,07 мм). Минимальный размер зерен наблюдается в сталях №Б4, Б7. Однако очевидной корреляции между размером аустенитного зерна и уровнем СТОО не наблюдается (таблица 4).

Рисунок 4. Распространение трещины на участке крупного зерна вблизи ЛС.

Таблица 4. Результаты испытания по определению СТСЮ и среднего размера

Обозначение стали Средний размер зерна, мм Балл зерна СТОВ*, мм

АЗ 0,0478 2-9 0,585

Б2 0,0558 3-8 0,606

БЗ 0,0761 3-6 0,023

Б4 0,0416 3-9 0,358

Б5 0,0736 2-8 0,035

Б6 0,0505 2-9 0,044

Б7 0.0455 3-8 0,159

Б9 0,0608 3-8 0,151

Примечание: * среднее значение по трем образцам.

Корреляционный анализ показал наличие существенной связи между содержанием карбидообразующих элементов (N1), V, Т1), погонной энергией сварки и размером аустенитного зерна (коэффициент множественной корреляции равен 0,87). Методами регрессионного анализа установлен вид уравнения регрессии и его коэффициенты дня исследуемых сталей, а именно: Р = 0,022ц°'5Х~о'о2+, где: Р -размер зерна аустенита, [мм]; ц - погонная энергия сварки, [Дж/мм]; X - суммарное содержание карбидообразующих элементов (ТЧЬ, V, Т1), [%].

В сварных соединениях труб К60, К65 внутри аустенитного зерна вблизи линии сплавления преобладает бейнитная структура, состоящая из игольчатого, реечного и глобулярного бейнита. При этом в некоторых сварных соединениях вблизи ЛС в достаточно большом количестве образуется видманштеттов феррит. Внешний вид типичных микроструктур, обнаруженных вблизи ЛС сварных соединений труб К60, К65, показан на рисунке 5.__

Рисунок 5. Микроструктуры, обнаруженные вблизи ЛС.

13

Сопоставление обнаруженных типов микроструктур с результатами испытаний образцов то определению СТСЮ позволило установить, что наиболее предпочтительными типами микроструктур для участка крупного зерна вблизи ЛС, позволяющими обеспечить высокий уровень СТСЮ, являются: дисперсный игольчатый бейнит (рисунок 6а), видманштеттов феррит и реечный бейнит. Низкие значения СТО О наблюдаются при образовании вблизи ЛС грубого игольчатого и глобулярного бейнита (рисунок 66). На рисунке 7 показана зависимость величины СТОЮ от типа внутризеренной микроструктуры.

Рисунок 6. Микроструктура участка вблизи ЛС: а) грубый ИБ; б) дисперсный ИБ. Сканирующая микроскопия.

0,8 -

0,606

Видманштеттов бейнит глобулярный

феррит + бейнит

дисперсный игольчатый бейнит

Рисунок 7. Зависимость величины СТСЮ от типа внутризеренной структуры

На основании проведенных исследований разработаны требования к химическому составу труб К60, К65, позволяющие обеспечить заданный уровень прочностных и вязких свойств основного металла труб и его удовлетворительную свариваемость (таблица 5).

Таблица 5. Рекомендации к химическому составу основному металлу труб К60, К65 для обеспечения свариваемости.

Массовая доля, %

С 81 Мп Мо N1 Си Сг V N1}

сталь К60

0,050,08 0,100,25 1,601,80 0,100,20 0,100,25 0,150,25 >0,10 0,01 0,0100,025

сталь Кб5

0,040,06 0,100,25 1,701,90 0,100,20 0,200,30 0,150,30 >0,10 0,01 0,0200,040

В четвертой главе описаны особенности деформирования труб К65 при распространении по ним протяженного вязкого разрушения, приведены экспериментальные данные о скорости распространения вязкой трещины и скорости декомпрессии газа, а также показано влияние локальной хрупкости сварных соединений (хрупкой зоны крупного зерна вблизи ЛС) на эксплуатационные свойства труб.

На основании результатов полигонных пневматических испытаний установлено, что способность к остановке протяженного вязкого разрушения определяется объемом и интенсивностью пластической деформации металла перед вершиной распространяющейся трещины. На стадии стабильного вязкого распространения трещины объем пластической деформации металла перед ее вершиной практически не изменяется. Чем больший объем металла подвержен пластической деформации вблизи распространяющейся трещины и выше интенсивность деформации, тем короче длина разрушения (рисунок 8).

Наблюдается соответствие степени пластической деформации и внешнего вида излома труб. При больших степенях пластической деформации поверхность разрушения имеет вид характерный для разрушения сдвигом (рисунок За). При уменьшении степени пластической деформации расщепления занимают большую площадь излома. Излом слоистый. Профиль излома приобретает вид характерный для разрушения отрывом (прямой излом, рисунок 36). Наличие расщеплений приводит к локализации пластической деформации посредством образования множественной шейки, тем самым, уменьшая объем пластически деформированного металла.

Максимальный уровень пластических деформаций наблюдается на стадии зарождения разрушения, в месте перехода трещины из трубы-инициатора разрушения в испытуемые трубы. На этом участке осевая деформация может составлять порядка 35%. При распространении трещины в установившихся «стабильных» условиях осевая пластическая деформация составляет порядка 5 %.

Предложена методика определения энергоемкости разрушения труб, основанная на измерениях зоны пластических деформаций стенок труб вдоль траектории распространения трещины с последующим определением работы пластической деформации на основе измеренных характеристик деформационного упрочнения основного металла труб. Энергоемкость распространения трещины определяли по следующей формуле:

I

о

^пл.деф

где: Луд - удельная работа, [ДжЛдг ];

^пл.деф ~ объем пластически деформированного металла, [см3]; 5(0 - изменение площади поперечного сечения в поперечном сечении трубы по длине зоны пластической деформации, [см2];

/ - размер зоны пластической деформации в поперечном направлении, [см]; 1 - толщина стенки трубы, [см2].

Результаты определения энергоемкости разрушения основного металла труб К65 показаны на рисунке 8. Максимальный уровень энергоемкости разрушения наблюдается при переходе трещины с трубы-инициатора разрушения в испытуемые трубы. Для остановки вязкой протяженной трещины в пределах трех труб К65 энергоемкость разрушения на стадии стабильного вязкого распространения разрушения должна быть не менее 1400 Дж/'см2.

4000

3500

3000

2 о ?5П0

й

С* 2000

о

ш 1500

1000

500

0

ИГ

&

„...... г? д

а 1 •) А О

^ ст О"........ О

Сталь:

Д№Б5 0№Б6 □№Б7 ©№Б8

0 10 20 30 40

Расстояние от центра плети труб, м

Рисунок 8. Измерение энергоемкости распространения трещины в трубах К65.

Полигонные пневматические испытания показали, что сварные швы благодаря геометрическим размерам и повышенным прочностным свойствам лишь в определенной степени затрудняют распространение вязкого протяженного разрушения. Степень их влияния на процесс распространения вязкого протяженного разрушения зависит от того насколько сильное упрочнение они создают в направлении распространения разрушения. Кольцевые сварные

Стыковое

сварное

соединение

соединения вследствие относительно малой площади поперечного сечения не оказывают существенного влиянии на процесс вязкого протяженного разрушения.

Наличие спирального сварного шва может ^^^^^^^

привести к повороту вязкой трещины и распространению разрушения вдоль заводского сварного шва. При этом локальная хрупкость сварного шва не проявляется. Разрушение Я

происходит по вязкому механизму (рисунок 9) с минимальной энергоемкостью (не более ЮОДж/см2). При расположении заводского ^^Н

сварного шва прямошовной трубы в направлении

траектории движения трещины смены механизма ^^^^^^^^^^

разрушения с вязкого на хрупкий не происходит. Трещина отклоняется от прямолинейной траектории и распространяется в кольцевом направлении (рисунок 10).

Траектория разрушения

Рисунок 9. Профиль разрушения спиральношовной трубы №А2.

__

Рисунок 10. Результаты полномасштабных экспериментов по расположению заводских сварных соединений в направлении распространения вязкой трещины: а) расположение надреза по ЛС; б) расположение надреза по металлу шва.

Данные полученные при проведении полигонных пневматических и гидравлических испытаний труб показали, что локальная хрупкость сварных соединения оказывает существенное влияние на несущую способность труб только при инициировании разрушения в сварном соединении (в металле шва или по ЛС). В этом случае возникает хрупкая трещина, которая распространяется по ЛС сварного соединения тем дальше, чем ниже уровень трешиностойкости данной зоны. Этот вид разрушения является чрезвычайно опасным, поскольку трещина распространяется с большой скоростью (много больше скорости декомпрессии газа), в результате чего создаются благоприятные условия для возникновения протяженного вязкого разрушения. При этом уровень давления, при котором происходит разрушение, одинаковый при расположении продольного дефекта в основном металле, металле сварного шва и по ЛС сварного шва.

В пятой главе приведены результаты испытаний на ударный изгиб и по определению СТСЮ основного металла труб с известным (низким и высоким) сопротивлением протяженному вязкому разрушении, а также представлены результаты испытаний этих же сталей по двум специальным методикам, разработанных при непосредственном участии автора.

Показано, что испытания на ударный изгиб и по определению СТСЮ не позволяют надежно оценить сопротивление протяженному вязкому разрушению высокопрочных трубных сталей К65. При проведении испытаний на ударный изгиб зачастую не происходит разрушения ударного образца, вследствие высокой вязкости испытуемых сталей. В этом случае определение ударной вязкости, как работы удара отнесенной к начальной площади образца, некорректно. В качестве примера на рисунке 11 приведены результаты испытания образцов Шарпи на ударный изгиб сталей №Б6, Б7 при температуре минус 20°С, показавших разное поведение при полигонных пневматических испытаниях. Несмотря на то, что разницу в уровне трещиностойкости данных сталей не сложно определить визуально, по явно большему объему пластически деформированного и не разрушенного металла в образце из стали №Б7, однако используемый метод измерения не позволяет корректно охарактеризовать ее численно.

КСУ = 365 Дж/см2 Рисунок 11. Результаты испытания

Сталь №Б6

КСУ = 335 Дж/см2 образцов Шарпи на ударный изгиб.

Сталь №Б7

Испытание по определению статической трещиностойкости предназначены для определения показателей трещиностойкости на стадии инициирования разрушения, а не на стадии его стабильного распространения. Корреляция между результатами испытаний ударный изгиб и статическую трещиностойкость с результатами полигонных пневматических испытаний труб слабая.

На основании особенностей разрушения, зафиксированных при проведении полигонных пневматических испытаний труб, разработаны два новых метода проведения механических испытаний для определения сопротивления протяженному вязкому разрушению основного металла труб К65: испытание предварительно деформированных образцов на ударный изгиб и испытание пластин с краевым надрезом на растяжение.

Сущность первого метода заключается в том, что заготовку для образцов на ударный изгиб подвергают предварительной холодной пластической деформации на заданную величину. После чего из заготовки изготавливают стандартные образцы на

ударный изгиб и определяют ударную вязкость. Испытания показали, что исследуемые стали, показывают разное поведение при увеличении степени предварительной пластической деформации, несмотря на одинаковый «начальный» уровень ударной вязкости (рисунок 12). В сталях №Б5 и №Б6 при небольшой степени пластической деформации (5% и 10% соответственно) происходит резкое снижение ударной вязкость. Образцы Шарпи на ударный изгиб начинают полностью разрушаться (т.е. разделяются на две половины) при степени пластической деформации 5% для стали №Б5, 15% для стали №Б6. В то время как стали №Б1, Б2, Б4, Б7 и Б8 проявляют гораздо меньшую чувствительность к предварительной пластической деформации.

Предлагаемый способ определения трещиностойкости прост, удобен и не требует дополнительных затрат на приобретение нового оборудования. Благодаря указанным преимуществам он был внесен в Р Газпром 133-2013. С целью предотвращения распространения протяженного вязкого разрушения в СТО Газпром 2-4.1-741-2013 внесено требование к величине ударной вязкости основного металла труб К65 при степени предварительной пластической деформации 10%. Она должна составлять более 200 Дж/см2 при температуре минус 20°С (рисунок 12).

5

О

сс

о о

о.

го §

Предварительная пластическая деформация, % Рисунок 12. Изменение ударной вязкости в зависимости от степени предварительной

пластической деформации.

С целью исследования влияния степени предварительной пластической деформации на параметры микроструктуры исследуемых сталей было проведено металлографическое исследование сталей с различной степенью предварительной пластической деформации. Металлографическое исследование показало, сжатие в направлении нормали к плоскости прокатки приводит к вытягиванию структурных составляющих. Холодная пластическая деформация усиливает микроструктурные факторы, способствующие образованию расщеплений. В зависимости от изначальной степени вытянутости критическое снижение ударной вязкости происходит после различной степени предварительной деформации. Таким образом, при определенном

Температура испытания: минус 20°С

■ ■ - стали выдержавшие испытание

■ - стали не выдержавшие испытание

_Т£ебование_СТО КСУ10%> 200 Дж/см2

№ стали

—й—БГ

-О—Б2

—О—БЗ

уровне холодной пластической деформации во всех исследуемых сталях образуется неблагоприятная структура, однако этот уровень значительно выше в сталях, успешно прошедших пневматические испытания по сравнению со сталями, не обеспечивающими остановку магистральной трещины.

Автором, также предложена методика испытания пластин с краевым надрезом на растяжение. При испытании пластин с надрезом наблюдается вязкий рост трещины, сопровождающийся образованием зоны пластических деформаций, параметры которой характеризуют способность стали сопротивляться вязкому разрушению. Процесс распространения трещины в сталях выдержавших и не выдержавших полигонное пневматическое испытание сопровождался разным уровнем пластических деформаций (рисунок 13). Зона пластических деформаций перед вершиной трещины в стали №Б8 занимает больший объем металла, чем в стали №Б5. Также очевидна качественная разница между изломами пластин из сталей №Б5, Б6 и сталей №Б7, Б8 (рисунок ]3). Результаты испытания пластин из сталей №Б1.. ,Б8 показаны на рисунке 14.

Рисунок 13. Внешний вид пластин с краевым надрезом при проведении испытания и изломы пластин из сталей №Б5 и №Б8.

©- вязкое протяженное разрушение

425

403

Требование СТО Газпром Ауд > 380 Дж/см2

410

430

В 420

I 410

<? 400

"8 390

| 380

| 370 ф

^ 360 350 -М

БЗ Б4 Б5 Б6 Обозначение стали

Рисунок 14. Удельная работа распространения трещины в пластинах с краевым надрезом из сталей К65 с различным типом микроструктур.

Максимальные значения удельной работы разрушения наблюдаются в сталях №Б7, Б8, имеющих феррито-бейнитную микроструктуру без полос «вторых» фаз, а также в стали №Б1, изготовленной по технологии НТР. В стали №Б4, имеющей ферриго-бейнитный тип микроструктуры с ферритными прослойками, удельная работа разрушения несколько ниже.

Методика испытания пластин с краевым надрезом на растяжение включена в Р Газпром 133-2013. В СТО Газпром 2-4.1-741-2013 включено факультативное требование к величине удельной работы разрушения пластин с краевым надрезом. Испытания показали, что при величине удельной работы более 380 Дж/см~ исследуемые стали обладают достаточным сопротивлением протяженному вязкому разрушению для остановки вязкой трещины в пределах трех труб (рисунок 14).

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1. Способность труб К60, К65 к остановке протяженного вязкого разрушения определяется объемом и интенсивностью пластических деформаций металла перед вершиной вязкой трещины, т.е. энергоемкостью разрушения, которая в зависимости от типа микроструктуры, сформированной при термомеханическом упрочнении исходного листа, может существенно различаться.

2. Разработана методика определения энергоемкости распространения вязкой трещины в основном металле труб, которая позволила определить, что энергоемкость разрушения максимальна на стадии зарождения разрушения и мало меняется на стадии его распространения и в трубах К65 выдержавших полигонное испытание составляет не менее 1400 Дж/см\ а в трубах не выдержавших испытание - 1000-1400 Дж/см2.

3. Низкую энергоемкость разрушения имеют стали в микроструктуре которых наблюдается повышенное содержание крупных зерен бейнитной а-фазы и «вторых» фаз, имеющих форму прерывистых полос, вытянутых в направлении прокатки. Такие особенности микроструктуры способствуют образованию расщеплений при разрушении, что приводит к локализации пластической деформации посредством образования множественной шейки, тем самым, уменьшая энергоемкость разрушения.

4. Стали К65 с феррито-бейнитным типом микроструктуры без вытянутых в направления прокатки «вторых» фаз обладают более высокими прочностными свойствами (o0j2, <j„), отношением о02/ав, ударной вязкостью и сопротивлением протяженному вязкому разрушению по сравнению со сталями К65 с другими типами микроструктуры.

5. Уровень трещиностойкоста участка крупного зерна вблизи линии сплавления зависит от типа и параметров внугризеренной микроструктуры. Размер исходного аустенитного зерна при этом является второстепенным фактором. Высокий уровень CTOD на участке крупного зерна вблизи линии сплавления обеспечивают структуры дисперсного игольчатого и реечного бейнита. Низкие значения CTOD наблюдаются при образовании грубого игольчатого и глобулярного бейнита. На основании проведенных исследований разработана концепция легирования листового проката

К60, К65, позволяющая обеспечить заданный уровень прочностных и вязких свойств и удовлетворительный уровень свариваемости.

6. Существует корреляционная зависимость между содержанием карбидообразующих элементов (Nb, V и Ti), погонной энергией сварки и размером аустенитного зерна. Для сталей К60, К65 методами регрессионного анализа установлен вид уравнения регрессии и его коэффициенты.

7. Сварные соединения труб К60, К65 имеют зону локальной хрупкости — участок крупного зерна вблизи линии сплавления шириной до 4 зерен аустенита. Локальная хрупкость сварных соединений проявляется только в случае зарождения разрушения в сварном соединении и определяет его длину. При расположении продольного трещиноподобного дефекта в основном металле или в зоне локальной хрупкости сварного соединения разрушение трубы происходит при практически равном уровне внутреннего давления.

8 Сварные швы благодаря геометрическим размерам и повышенным прочностным свойствам лишь в определенной степени затрудняют распространение вязкого протяженного разрушения. Степень их влияния на процесс распространения вязкого протяженного разрушения зависит от того, насколько сильное упрочнение они создают в направлении распространения разрушения.

9. Разработаны новые методики оценки сопротивления протяженному вязкому разрушению основного металла труб К65: испытание предварительно деформированных образцов на ударный изгиб и. испытание пластин с краевым надрезом на растяжение. Новые методики испытаний и критерии включены в нормативные документы ОАО «Газпром» с целью предупреждения распространения протяженного вязкого разрушения в современных магистральных газопроводах высокого давления.

Список работ, опубликованных автором по теме диссертации в научных изданиях, входящих в список ВАК РФ:

1. Пышминцев И.Ю., Арабей А.Б., Есиев Т.С., Струин А.О., Валов М.А., Насыбулина Е.Р., Энергоемкость разрушения трубных сталей класса прочности К65 (Х80) // Наука и техника в газовой промышленности, 2011, №4, с. 63-72.

2. Пышминцев И.Ю., Гервасьев A.M., Мальцева А.Н., Струин А.О. Особенности микроструктуры и текстуры труб К65 (Х80), влияющие на способность материала трубы останавливать протяженное вязкое разрушение // Наука и техника в газовой промышленности, 2011, №4, с. 73-79.

3. Пышминцев И.Ю., Лозовой В.Н., Струин А.О. Проблемы и решения применения высокопрочных труб для магистральных газопроводов нового поколения // Наука и техника в газовой промышленности, 2009, №4, с. 73-79.

4. Арабей А.Б., Пышминцев И.Ю., Струин А.О., Есиев Т.С., Яковлев С.Е. К вопросу о влиянии локальной хрупкости сварного соединения труб большого диаметра на их конструктивную прочность // Известия ВУЗов. Черная металлургия, 2010, №9.

5. А.Б. Арабей, И.Ю. Пышминцев, М.А. Штремель, А.Г. Глебов, А.О. Струин, A.M. Гервасьев. Сопротивление сталей класса прочности Х80 распространению

вязких трещин в магистральных газопроводах // Известия ВУЗов. Черная металлургия,2009, №9, с. 3-8.

6. В.И. Столяров, И.Ю. Пышминцев, А.О. Струин, И.Л. Пермяков. Технология и свойства газопроводных труб большого диаметра производства ОАО «Волжский трубный завод // Сталь, 2009, №10.

7. Пышминцев И.Ю., Столяров В.И., Казачков В.И., Беляев К.В. Харионовский В.В., Травин Н.Н., Струин А.О. Применение высококачественных труб - гарантия от лавинообразного разрушения трубопровода высокого давления //Территория Нефтегаз, 2007, №10.

8. Арабей А.Б., Пышминцев И.Ю., Штремель М.А., Глебов А.Г., Струин А.О., Гервасьев A.M. О структурных причинах шиферности вязких изломов толстолистовой стали // Известия ВУЗов. Черная Металлургия, №9, 2009. С. 9-15.

Основные публикации в научный изданиях, не входящих в список ВАК

РФ:

1. Струин А.О., Пышминцев И.Ю., Мартынова Н.А., Насыбулина Е.Р., Валов М.А. Оценка трещиностойкости трубных сталей Х80 // Сборник трудов международной конференции «Производство, испытания и практическое использование труб большого диаметра категории прочности Х80/Х90», 6-8 апреля, 2011, Москва.

2. Pumpyanskyi D.A., Lobanova Т.Р., Pyshmintsev I.Yu., Arabey A.B., Stolyarov V.I., Kharionovsky V.V., Struin A.O., Crack Propagation and Arrest in X70 1420x21.6 mm Pipes for New Generation of Gas Transportation System // Proceedings of «1РС2008», 7th International Pipeline Conference, September 29 - October 3, 2008, Calgary, Alberta, Canada.

3. Pyshmintsev. I.Yu., Struin A.O., Lozovoy V.N., Arabey A.B., Esiev T.S., Crack Nucleation and Propagation in High Strength Welded Pipes // Proceedings of International Seminar «Welding of High Strength Pipeline Steels», 27-30 November 2011, Araxa, Brazil.

4. Pyshmintsev I.Yu., Gervasiev A.M., Struin A.O., Olalla V.C., Arabey A.B., Petrov R.H., Kestens L.A.I., X80 Pipeline Steel Characteristics Defining the Resistance to Ductile Fracture Propagation // Proceedings of 6th International Pipeline Technology Conference, 6-9 October, 2013, Ostend, Belgium.

5. Pyshmintsev I.Yu., Gervasyev A.M., Boryakova A.N., Struin A.O., Arabey A.B., Microstructure and Properties of X80 Line Pipes for Arctic Environment // Proc. 2nd International Conference «Super-High Strength Steels». 17-20 October 2010, Verona, Italy.

6. A.M. Гервасьев, И.Ю. Пышминцев, AO. Струин, В. Карретеро Олалла, Р.Х. Петров, Л.А.И. Кестенс, А.Б. Арабей, Параметры микроструктуры газопроводных сталей Х80 после ВТО и традиционной КТМО // Международная конференция, «Микролегированные трубные стали для нефтегазовой отрасли» Москва, 2-4 апреля, 2013.

7. Струин А.О. Оценка трещиностойкости высокопрочных труб большого диаметра группы прочности Х80(К65) // Труды конференция аспирантов и докторантов в ЮУрГУ, Россия, Челябинск, 2009.

Подписано в печать «14» июля 2014 г.

Формат 60x48 1/16 Печать - офсетная. Усл. печ. л. 1. Тираж 100 экз.

Отпечатано с готового оригинал-макета в типографии ОАО «РосНИТИ». 454139, Россия, г. Челябинск, ул. Новороссийская, 30.