автореферат диссертации по металлургии, 05.16.01, диссертация на тему:Разработка технологии термической обработки и конструкций водокапельных охлаждающих устройств

На правах рукописи

□□3457457

МАИСУРАДЗЕ Михаил Васильевич

РАЗРАБОТКА ТЕХНОЛОГИИ ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ И КОНСТРУКЦИЙ ВОДОКАПЕЛЬНЫХ ОХЛАЖДАЮЩИХ УСТРОЙСТВ

Специальность 05.16.01 - Металловедение и термическая обработка металлов

Автореферат

диссертации на соискание степени кандидата технических наук

1 2 дел 2008

Екатеринбург - 2008

003457457

Работа выполнена на кафедре термической обработки и физики металлов ГОУ ВПО «Уральский Государственный Технический Университет - УПИ имени первого Президента России Б.Н.Ельцина».

Научный руководитель

доктор технических наук, профессор Юдин Юрий Вячеславович

Официальные оппоненты

доктор технических наук, профессор Сорокин Виктор Георгиевич

кандидат технических наук, старший научный сотрудник Веселов Игорь Николаевич

Ведущая организация

ОАО «Северский трубный завод»

Защита диссертации состоится 26 декабря 2008 г. в 15 часов 00 минут на заседании диссертационного совета Д 212.285.04 при ГОУ ВПО «Уральский Государственный Технический Университет - УПИ имени первого Президента России Б.Н. Ельцина» по адресу: 620002, г. Екатеринбург, ул. Мира, 19, корп. 3, ауд. Мт-329.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ГОУ ВПО «Уральский Государственный Технический Университет - УПИ имени первого Президента России Б.Н. Ельцина.

Телефон: (343) 375-45-74, факс (343) 374-38-84, e-mail: tofm@mail.ustu.ru Автореферат разослан 25 ноября 2008 г.

Ученый секретарь диссертационного совета

В.А. Шилов

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Закалочное охлаждение стальных изделий является решающим фактором, определяющим тип структуры и повышенный уровень механических свойств. К числу интенсивно охлаждающих закалочных сред можно отнести минеральное масло, воду, водные растворы щелочей и солей, водокапельное охлаждение и т.д.

Одним из достоинств водокапельного охлаждения является возможность путем варьирования конструктивных и технологических параметров закалочных устройств (давление воды, тип и количество форсунок, их расположение в закалочном устройстве) обеспечить переменную интенсивность охлаждения в различных температурных интервалах в процессе закалки.

Водокапельные закалочные устройства имеют ряд недостатков, препятствующих их широкому использованию для термической обработки, главным из которых является повышенная неравномерность локальной плотности орошения, что приводит к разбросу получаемых свойств термообработанных изделий. Это связано с практически полным отсутствием опубликованных результатов исследований, направленных на изучение охлаждающей способности водокапельных устройств, применяемых для термической обработки.

Расчетно-экспериментальное исследование влияния интенсивности водокапельного охлаждения на получаемую после закалки структуру, определение аналитических зависимостей, связывающих конструктивные и технологические параметры водокапельных закалочных устройств с их охлаждающей способностью и свойствами закаленных изделий, может служить основой для обоснования режимов термической обработки и упростит выбор конструкции закалочного устройства, обеспечивающего стабильный требуемый уровень механических свойств.

Задача повышения комплекса прочностных свойств в настоящее время актуальна для бурильных труб с приваренными замками вследствие появления новых стандартов, ужесточивших требования к уровню механических свойств стали в зоне сварного соединения. Нередко после традиционно применяемого режима нормализации достигаемый комплекс механических свойств в зоне сварного соединения находится на нижнем пределе требуемых характеристик.

Одним из перспективных способов термического упрочнения сварных соединений является форсуночное водокапельное охлаждение. Полученная после закалки твердость и равномерность ее распределения зависят от технологических параметров режима закалки и конструкции охлаждающего устройства.

Поэтому представляется актуальной разработка технологии термической обработки и оптимальной конструкции охлаждающего устройства для закалки сварных соединений замков бурильных труб,

позволяющей получить в зоне сварного шва максимальную твердость при наиболее равномерном ее распределении. Это даст возможность получить наиболее однородную структуру по сварному соединению замка и трубы, повысить механические свойства и увеличить стойкость буровой колонны в целом. .

Работа выполнена в соответствии с основными направлениями научной деятельности кафедры «Термообработки и физики металлов» ГОУ ВПО «УГТУ-УПИ имени первого Президента России Б.Н. Ельцина» в рамках госбюджетных научно-исследовательской работы № 2218 «Исследование фазовых и структурных превращений в металлах и сплавах, обладающих полиморфизмом» (2007 - 2008 гг) - тематический план Минобрнауки РФ, а так же гранта CRDF, ЕК-005 - Научно-образовательный центр «Перспективные материалы» (2004 - 2008 гг).

Цель работы: разработка технологии термической обработки стальных изделий с использованием водокапельного охлаждения.

Для достижения поставленной цели решались следующие задачи:

1. Изучить кинетику распада переохлажденного аустенита конструкционных сталей при непрерывном охлаждении;

2. Установить взаимосвязь между получаемой после закалки структурой и интенсивностью водокапельного охлаждения;

3. Определить влияние гидравлических характеристик центробежно-струйных форсунок на интенсивность охлаждения;

4. Исследовать связь технологических параметров режима термической обработки и конструкции закалочного устройства с твердостью стали.

Научная новизна:

1. Обоснована методика, позволяющая расчетно-экспериментальным методом разработать технологию термической обработки стальных изделий с применением водокапельного охлаждения.

2. Определены уравнения регрессии плотности орошения и твердости закаленной стали в зависимости от параметров режима термической обработки и конструктивных параметров закалочного устройства.

3. Установлена аналитическая зависимость, связывающая среднюю плотность орошения со среднеинтегральным коэффициентом теплоотдачи центробежно-струйных форсунок, применяемых для термической обработки изделий.

Достоверность основных положений и выводов диссертации обеспечивается использованием апробированных и контролируемых методик исследования в лабораторных и производственных условиях, статистико-вероятностной обработкой экспериментальных данных, воспроизводимостью полученных результатов и непротиворечивостью их литературным данным.

Практическая значимость работы заключается в разработке технологии термической обработки сварных соединений бурильных труб с применением водокапельной закалки для Таганрогского металлургического завода, что позволило повысить прочностные свойства в зоне сварного шва и получить достаточно однородную структуру. Методика, предложенная в настоящей работе, может применяться на предприятиях металлургической и машиностроительной отраслей для разработки технологий термической обработки стальных изделий с использованием водокапельного или водовоздушного охлаждения.

Апробация работы. Основные положения диссертационной работы доложены на международных и всероссийских научно-технических конференциях и школах: XVIII Уральской школе металловедов-термистов, (Тольятти, 2006); VII Международной научно-технической конференции -Уральской школе-семинаре металловедов-молодых ученых (Екатеринбург, 2006); VIII Международной научно-технической конференции - Уральской школе-семинаре металловедов-молодых ученых (Екатеринбург, 2007); XV Международной конференции «Трубы-2007», (Челябинск, 2007); XII отчетной конференции молодых ученых УГТУ-УПИ, (Екатеринбург, 2007); XIX Уральской школе металловедов-термистов «Актуальные проблемы физического металловедения сталей и сплавов» (Екатеринбург, 2008).

Публикации. По теме диссертационной работы опубликовано 9 научных работ, из них: 1 статья в рецензируемом журнале по перечню ВАК; 2 статьи в сборниках научных трудов; 6 работ, опубликованные в сборниках докладов и тезисов международных и всероссийских конференций.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 4 глав, заключения и списка использованных источников. Работа изложена на 177 страницах, содержит 133 рисунка, 11 таблиц и библиографический список из 90 источников.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность выбранной темы и определены цели исследования.

В первой главе проанализированы литературные данные о термической обработке сварных соединений бурильных труб и способах охлаждения при закалке стальных изделий, о способах распыливания воды, конструкциях и основных свойствах гидравлических форсунок центробежно-струйного типа, о методах оценки охлаждающей способности закалочных сред в целом и спрейерного охлаждения в частности. На основании проведенного анализа сформулированы задачи данного исследования.

Во второй главе описаны материалы и методы исследования.

Гидравлические характеристики форсунок исследовали при помощи разработанной лабораторной установки, схема которой представлена на рисунке 1. Отличительной особенностью разработанной установки является то, что с ее помощью можно получать 2-х и 3-х мерные распределения плотности орошения как для одиночных, так и для групп форсунок при проведении отдельных опытов.

На рисунках 2 и 3 приведены эскизы исследованных форсунок центробежно-струйного типа.

§ / ЛУг

ГМ4

1 • 1

Л/ ....... и

5

10

Рисунок 1 Схема лабораторной установки 1 - бак-накопитель; 2 - насос; 3 - подводящие трубы; 4 - тройник; 5 - патрубки для подвода воды к форсункам; 6 - подвижная планка; 7 - форсунки; 8 - поддон; 9 - кассета; 10 - слив воды; 11 - манометр; 12 - станина; 13 - коллектор; 14 - вентиль.

б)

Рисунок 2 Эскиз форсунки типа А: а) форсунка в сборе; б) вкладыш

Рисунок 3 Эскиз форсунки типа Б: 1 - корпус; 2 - прижимной винт; 3 - вкладыш

Исследования теплотехнических характеристик проводили при помощи плоского термозонда в виде пластины размером 150 х 200 мм, толщиной 2 мм из стали Х18Н1 ОТ, не имеющей фазовых превращений при охлаждении. К неохлаждаемой стороне пластины приварена регистрирующая термопара типа ХА, сигнал от которой с помощью аналого-цифрового преобразователя 1-7017F записывался компьютером.

Приведена методика расчета зависимости коэффициента теплоотдачи от температуры поверхности. Расчет производился по формуле:

а (1) >

где а - коэффициент теплоотдачи, Вт/м2К; с - удельная теплоемкость охлаждаемого металла, Дж/кг-°С; р - плотность стали, кг/м3; S - расстояние от поверхности до горячего спая термопары, м; V0XJI - скорость охлаждения в данный момент времени, °С/с; t - температура металла в данный момент времени, °С; tc - температура охлаждающей среды (воды), °С.

Измерение твердости производили на приборе Роквелла в соответствии с ГОСТ 2999-75 и на приборе Виккерса ТК-7 при нагрузке 150 Н. Дилатометрические исследования проводились на приборе Linseis L78 R.I.T.A. в диапазоне скоростей нагрева и охлаждения 0,1...12 °С/с. Микроструктурные исследования проводили на оптическом микроскопе Neophot 22 и Reichert при увеличении 150... 1100 крат. Электронно-микроскопические исследования проводили на растровом микроскопе PHILIPS SEM-535 при увеличении 200...2500 крат с применением микрорентгеноспектрального анализа.

Химический состав исследованных сталей приведен в таблице 1.

Таблица 1 Химический состав сталей

Марка стали Содержание легирующих элементов, мае. %

С Мп Cr Mo S Р Si V

32Г2 0,32 1,22 - - 0,01 0,01 0,27 -

25ХГМ 0,26 0,87 0,68 0,21 0,09 0,09 0,24 -

40ХМФА 0,41 0,41 0,90 0,23 0,05 0,05 0,11 0,11

В третьей главе исследовано влияние конструктивных и технологических параметров ценгробежно-струйных форсунок с расходом воды 300...1000 л/ч (тип А) и 12... 15 л/ч (тип Б) на величину средней плотности орошения. В качестве варьируемых конструктивных параметров для форсунок типа А выбраны угол конуса рабочей камеры сопла (45...75°), диаметр центрального и периферийных отверстий вкладыша (1,8...3,4 мм),

диаметр отверстия сопла (3...6 мм). В форсунках типа Б изменяли диаметр периферийных отверстий вкладыша (0,80... 1,04 мм), диаметр камеры смешивания (1,54... 1,97 мм) и ширину тангенциальных каналов (0,36...0,80 мм). В общей сложности было исследовано порядка 200 типоразмеров центробежно-струйных форсунок.

Для исследованных форсунок было проведено обобщение результатов гидравлических испытаний. Получены уравнения, позволяющие связать конструктивные параметры форсунок с их гидравлическими характеристиками. В результате для форсунки типа А зависимость плотности орошения от конструктивных параметров определяется уравнением:

2 = 0,15-^

0,59

\ 0,44

(2)

где (3 - плотность орошения, л/м с; 8С - площадь отверстия сопла, мм2; Б,, и 8пср - площади центрального и периферийных отверстий во вкладыше соответственно, мм2; Бсум - суммарная площадь отверстий во вкладыше, мм2.

0,3 0,5 0,7 0,9 1.1 Расчетные значения плотности орошения, л/м'с

Рисунок 4 Зависимость экспериментальных значений

плотности орошения от рассчитанных по уравнению (2)

Для модели, уравнением (2), множественной составляет 0,98,

описываемой коэффициент корреляции отношение

Для форсунки типа Б конструктивных параметров описывается уравнением:

табличного и расчетного критериев Фишера - 115 при доверительной вероятности 0,95. Зависимость экспериментально полученных значений плотности орошения от рассчитанных по уравнению (2) показана на рисунке 4.

При увеличении площади центрального и периферийных отверстий вкладыша форсунки типа А средняя плотность орошения возрастает на 0,4...0,5 л/м2с (на 70 %), а увеличение площади отверстия сопла приводит к снижению плотности орошения в 2 раза.

зависимость плотности орошения от

С> = 0,372 - 0,487с1пер+ 0,06ЫКС+ 0,270Ь - 0,284Н

(3)

где: Q - средняя плотность орошения, л/м2с; dnep - диаметр периферийных отверстий, мм; dKC - диаметр камеры смешивания, мм; L - ширина тангенциальных каналов, мм, Н - расстояние от среза сопла форсунки до охлаждаемой поверхности, м.

Коэффициент множественной корреляции для модели, описываемой уравнением (3) составляет 0,99, а отношение табличного критерия Фишера к расчетному - 1600.

Наибольший положительный вклад в значение средней плотности орошения вносит ширина тангенциальных каналов вкладыша форсунки. Увеличение ширины канала от 0,4 до 0,8 мм приводит к повышению средней плотности орошения от 0,04 до 0,16 л/м2с. Увеличение диаметра периферийных отверстий от 0,8 до 1,0 мм приводит к понижению средней плотности орошения в 3 раза. При этом увеличение расстояния до охлаждаемой поверхности от 150 до 450 мм снижает значение средней плотности орошения в 2,5 раза от 0,15 до 0,06 л/м2с.

Исследования показали, что даже незначительное варьирование размеров конструктивных элементов форсунки приводит к существенному изменению равномерности распределения плотности орошения по охлаждаемой поверхности. Например, увеличение диаметра сопла форсунки типа А от 4 до 5 мм (на 25%) приводит к снижению максимального градиента плотности орошения в 10 раз от 30 л/м3с до 3 л/м3с (рисунок 5).

а) б)

Рисунок 5 Распределение плотности орошения по охлаждаемой поверхности для форсунок типа А: а) диаметр сопла 4 мм, б) диаметр сопла 5 мм

Поэтому для стабильной работы форсунок в закалочном устройстве точность их изготовления должна составлять порядка 1...2 % от размеров соответствующего конструктивного элемента.

Исследовано влияние давления подводимой воды и расположения форсунок типа А и Б относительно охлаждаемой поверхности на распределение плотности орошения по сечению факела распыла.

При увеличении расстояния до охлаждаемой поверхности от 100 до 220 мм (давление 200 кПа) орошаемая форсункой типа А площадь с плотностью орошения не менее 2 л/м2с возрастает примерно в 4 раза, а максимальное значение плотности орошения уменьшается в 4...5 раз и составляет 2,8 л/м2с. При этом вместо одномодального распределения плотности орошения по охлаждаемой поверхности наблюдается многомодальное распределение с несколькими пиками. Градиент плотности орошения уменьшается в 15... 16 раз - от 250...270 л/м3с при расстоянии до охлаждаемой поверхности 100 мм до 33 л/м3с при расстоянии 220 мм. Увеличение давления от 200 до 300 кПа (при расстоянии до охлаждаемой поверхности 100 мм) приводит к повышению средней плотности орошения от 4 л/м2с до 6 л/м2с.

Для форсунок типа Б при увеличении расстояния от 100 мм до 220 мм (давление воды 200 кПа) максимумы плотности орошения смещаются из центра факела к периферии, их величина снижается в два раза и составляет около 0,16 л/м2с, а градиент плотности орошения уменьшается от 3,2 до 1,7 л/м3с. Увеличение давления от 200 кПа до 300 кПа при расстоянии до охлаждаемой поверхности 220 мм привело к большему смещению потоков воды к периферии, что вызвало появление «провала» по плотности орошения в центре факела (величина плотности орошения составила 0,04 л/м2с). Подобное, но менее выраженное явление, наблюдалось для расстояния до охлаждаемой поверхности 100 мм при аналогичном изменении давления. Это объясняется тем, что при увеличении давления воды возрастает энергия закручивающегося потока, вследствие чего угол раскрытия факела увеличивается и центральная часть факела оказывается практически незаполненной распыленной водой. При увеличении давления визуально наблюдалось заметное уменьшение размера распыленных капель

Для форсунок типа А и Б исследовано влияние давления воды и расстояния до охлаждаемой поверхности на коэффициент теплоотдачи.

Показано, что изменение давления перед форсункой типа А от 200 до 300 кПа при расстоянии до охлаждаемой поверхности 100 мм практически не влияет на значение коэффициента теплоотдачи, который составляет 800... 1000 Вт/м2К в интервале температур 400...800 °С, а при понижении температуры поверхности ниже 350...400 °С возрастает до 3000 Вт/м2К. Увеличение расстояния до охлаждаемой поверхности до 220 мм (при давлении воды 200 кПа) приводит к снижению коэффициента теплоотдачи в диапазоне температур 400...800 °С в 1,5...1,7 раза.

Установлено, что влияние плотности орошения на коэффициент теплоотдачи в различных температурных интервалах неоднозначно. Она достаточно сильно влияет в температурном интервале 400...800 "С (при уменьшении плотности орошения в 5 раз величина коэффициента теплоотдачи а уменьшается примерно в 1,5 раза) и фактически не оказывает влияния ниже 350 °С. Это объясняется тем, что при температуре выше 400 °С на охлаждаемой поверхности образуется паровая пленка, которая сбивается сильным потоком воды при охлаждении на расстоянии 100 мм.

При увеличении расстояния до охлаждаемой поверхности до 220 мм уменьшается величина плотности орошения и кинетическая энергия падающих капель, что способствует сохранению на поверхности устойчивой паровой пленки.

Для форсунки типа Б при увеличении давления воды от 200 до 300 кПа (расстояние до охлаждаемой поверхности 100 мм) коэффициент теплоотдачи в интервале температур 100...300 °С снижается примерно в 2 раза и составляет 350...500 Вт/м2К. Это связано с уменьшением плотности орошения в центре факела и большей степенью дисперсности капель распыленной воды. При более высоких температурах (500...800 °С) изменение давления не оказывает существенного влияния на коэффициент теплоотдачи, который составляет порядка 150...200 Вт/м2К.

С увеличением расстояния от форсунки типа Б до охлаждаемой поверхности (от 100 до 220 мм, при давлении 200 кПа) коэффициент теплоотдачи в интервале температур 100...300 °С снижается в 1,5 раза, а при более высоких температурах (350...800 °С) практически не изменяется, и остается на уровне около 150 Вт/м2К при давлении 300 кПа и 200 Вт/м2К при давлении 200 кПа.

Дальнейшее уменьшение давления нецелесообразно, так как приводит к неустойчивой работе форсунки, и режим ее работы может случайным образом изменяться от центробежно-струйного к струйному.

Установлено, что зависимость среднеинтегрального коэффициента теплоотдачи от средней плотности орошения для центробежно-струйных форсунок носит существенно нелинейный характер (рисунок 6).

Исходя из полученной зависимости коэффициента теплоотдачи от плотности орошения, а также плотности орошения от конструктивных параметров исследованных водокапельных центробежно-струйных форсунок, может быть решена обратная задача - по заданной жесткости охлаждения для конкретной детали из известной марки стали можно определить необходимую плотность орошения с целью получения требуемых структур. Это позволяет, вводя ограничения на необходимую равномерность плотности орошения, определить тип форсунки водокапельного охлаждения с оптимальными значениями конструктивных параметров.

Средняя плотность орошения, л/и3с

Рисунок 6 Зависимость среднеинтегрального коэффициента теплоотдачи от средней плотности орошения для форсунок типа Б

Четвертая глава посвящена рассмотрению методики расчетно-экспериментальной разработки технологии термической обработки стальных изделий с использованием водокапельных закалочных устройств с центробежно-струйными форсунками на примере термоупрочнения сварных соединений бурильных труб.

Для проведения численного моделирования процесса закалки стальных изделий (определение температурных и структурных полей) при различной интенсивности охлаждения необходим комплекс свойств, включающий: теплофизические свойства стали в зависимости от температуры, изотермические или термокинетические диаграммы распада переохлажденного аустенита. Для сталей марок 40ХМФА и 32Г2 комплекс свойств определен по справочным данным, а сталь 25ХГМ применяется достаточно недавно и конкретных результатов по устойчивости переохлажденного аустенита данной стали в литературе не обнаружено.

Проведено исследование микроструктуры и построена термокинетическая диаграмма распада переохлажденного аустенита стали 25ХГМ. Температура нагрева образцов составляла 960 °С, время выдержки при температуре аустенитизации - 15 минут. Охлаждение велось с постоянными скоростями в интервале 0,1... 12 °С/с. Критические точки Ас) и Асз стали 25ХГМ составили 740 и 812 °С соответственно. Термокинетическая диаграмма приведена на рисунке 7.

Установлено, что при скорости охлаждения 0,1 °С/с наряду с образованием феррита и перлита суммарной объемной долей до 99 % фиксируется выделение бейнита и мартенсита. Микроструктура стали после охлаждения со скоростью 0,1 °С/с представляет собой чередующиеся полосы феррита и перлита. Такая структурная неоднородность обусловлена, по всей видимости, неравномерным распределением в аустените легирующих элементов, что является проявлением дендритной ликвации и последующей пластической деформации. Практически полное подавление перлитного превращения происходит при увеличении скорости охлаждения до 4 °С/с.

Охлаждение со скоростью 4...12 °С/с приводит к повышению температуры начала бейнитного превращения до 520...560 °С по сравнению с 380 °С при скорости охлаждения 0,1 °С/с (рисунок 7).

С увеличением скорости охлаждения в исследованном диапазоне значений уменьшается проявление структурной неоднородности, доля свободного феррита в структуре снижается (рисунок 8). Твердость стали увеличивается от 190 HV до 420 HV. Некоторое увеличение твердости при скорости охлаждения в диапазоне 8...12 °С/с свидетельствует об уменьшении количества бейнита в структуре и увеличении мартенситной составляющей (рисунок 9).

В)

Рисунок 8 Микроструктура стали 25ХГМ после охлаждения со скоростью а) 0,] °С/с; 6)1 °С/с; в)10°С/с

Установлено, что для получения твердости не менее 280...300 НУ следует обеспечить скорость охлаждения в интервале температур перлитного превращения более 1,5...2 °С/с (для постоянных скоростей охлаждения).

Для оценки требуемой скорости охлаждения сварного соединения бурильных труб из сталей 32Г2 и 25ХГМ с замком из стали 40ХМФА после индукционного нагрева проведено численное моделирование процесса закалки в средах с различной охлаждающей способностью (спокойный воздух, сжатый воздух, масло И-12, водокапельное охлаждение различной интенсивности).

На основе термокинетической диаграммы стали 25ХГМ, полученной экспериментально, методом итераций был определен вид изотермической диаграммы распада переохлажденного аустенита. Расчет структурных полей, формирующихся в стальных изделиях при произвольном охлаждении из аустенитного состояния, проводили путем пересчета изотермической диаграммы распада переохлажденного аустенита для заданных термических траекторий точек сечения стенки трубы толщиной 20...38 мм.

Проведенные расчеты структурных и температурных полей для сталей 25ХГМ, 32Г2 и 40ХМФА показали, что сталь 32Г2 практически при любой интенсивности охлаждения (вплоть до закалки в масло) имеет в структуре до 60...95 % продуктов распада аустенита по первой ступени. При этом в структуре стали 40ХМФА образуется до 98... 100 % мартенсита. Сталь 25ХГМ при аналогичных условиях охлаждения содержит в структуре большее количество мартенсита и бейнита, чем сталь 32Г2 (до 60...70 %). Установлено, что оптимальное сочетание механических свойств металла замка из стали 40ХМФА и трубы из стали 25ХГМ может быть достигнуто при охлаждении со среднеинтегральным коэффициентом теплоотдачи порядка 600...1000 Вт/м2К.

Рассмотрены возможные варианты компоновки водокапельных устройств для закалки стальных изделий. Показано, что в закалочных устройствах рационально использовать форсунки с распылом, объемно симметричным относительно максимума плотности орошения с плавным ее снижением к периферии факела. Установлено, что для форсунок типа А оптимальной является их расстановка в закалочном устройстве в шахматном порядке на расстоянии 0,13 м (расстояние до охлаждаемой поверхности 0,3 м). При этом плотность орошения составляет 1,8...2,2 л/м2с, а градиент порядка 2,5...5 л/м3с. Такое расположение форсунок позволяет произвести

0 5 10 15

Скорость охлаждения, "С/с

Рисунок 9 Зависимость твердости стали 25ХГМ от скорости охлаждения

достаточно равномерное охлаждение изделия по всей поверхности, что повышает однородность получаемой структуры и механических свойств.

Площадь орошения и интенсивность охлаждения форсунок типа А достаточно велика, поэтому их целесообразно использовать в случае охлаждения крупногабаритных изделий (например, поковок) или толстолистовой стали.

В интервале температур мартенситного превращения (200...350 °С для конструкционных сталей) величина коэффициента теплоотдачи у форсунок типа А сильно возрастает. Это вызовет увеличение скорости охлаждения и скорости образования мартенсита, что может привести к появлению закалочных трещин.

Объединение форсунок типа А и Б в одном закалочном устройстве решает данные проблемы. При поочередной работе форсунок типа А и Б будет получена высокая скорость охлаждения достаточно массивных изделий в интервале температур перлитного и бейнитного превращений. В момент достижения температур мартенситного превращения переключением с одного на другой тип форсунок скорость охлаждения существенно снизится при обеспечении высокой равномерности плотности орошения. Процесс закалки можно автоматизировать, используя в качестве первичных датчиков высокоскоростные пирометры.

Для закалки сварного соединения замка из стали 40ХМФА и 25ХГМ больше подходят форсунки типа Б, так как они обеспечивают необходимую жесткость охлаждения стали 25ХГМ и не вызовут повышенного уровня временных напряжений в стали 40ХМФА.

Разработано закалочное устройство водокапельного типа, состоящее из тороидального корпуса прямоугольного сечения (рисунок 10). Наружный диаметр корпуса составляет 360 мм, что регламентируется величиной межосевого расстояния между трубами, находящимися на стенде для нагрева под закалку. Цилиндрическое отверстие корпуса имеет диаметр 190...200 мм для прохода замка трубы. На наружной поверхности корпуса установлены водокапельные центробежно-струйные форсунки типа Б. Количество форсунок составляет от 6 до 14 штук. Каждая из форсунок имеет индивидуальный подвод воды от общего коллектора.

Из-за относительно. невысокой устойчивости переохлажденного аустенита стали 25ХГМ к образованию в структуре феррита и перлита, следует обеспечить быстрое перемещение трубы из нагревательного устройства (индуктора) к охлаждающему. Существующая технология не

Рисунок 10 Эскиз закалочного устройства

позволяет использовать отдельный стенд для расположения охлаждающих устройств по причине медленного (порядка 1,5....2 минут) перемещения труб между стендами в производственных условиях. Поэтому закалочное устройство закреплено непосредственно на корпусе блока индукторов.

Проведена оптимизация технологии термической обработки сварных соединений бурильных труб и конструкции закалочного устройства. В качестве варьируемых параметров выбраны: давление подаваемой воды, температура нагрева металла и количество форсунок в охлаждающем устройстве. Эксперименты проводили в лабораторных условиях на макете закалочного устройства. Образцы, подвергавшиеся закалке представляли собой сектор, вырезанный из трубы диаметром 127 мм с толщиной стенки 24 мм из стали 25ХГМ. После каждого эксперимента измерялась твердость поверхности образца в 25...30 точках с целью получения достоверного распределения твердости поверхности.

Получены аналитические зависимости твердости стали 25ХГМ и равномерности ее распределения по поверхности от параметров закалочного устройства и технологических факторов:

HRC = 0,17Р„ + 0,98Ыф + 0,28t„ - 273 (4)

Shrc = 0,036Р8 - 0,06Nt + 0,029tH - 28,6 (5)

где Р„ - давление воды, кПа.; Ыф - количество форсунок в устройстве, шт.; t„ - температура нагрева образца, °С.

Для уравнений (4) и (5) множественный коэффициент корреляции составляет 0,99 и 0,93 соответственно, а отношение табличного значения критерия Фишера к расчетному - 300 и 55, что говорит об адекватности полученных моделей.

Анализ полученных зависимостей показал, что для получения более равномерного распределения твердости необходимо уменьшить температуру нагрева и давление воды, однако это одновременно приведет к значительному снижению твердости. Решив оптимизационную задачу, получили, что для достижения максимальной твердости при наиболее равномерном ее распределении оптимальными параметрами режима закалки являются: температура нагрева металла 960 °С, давление воды 170 кПа. Количество форсунок в охлаждающем устройстве должно составлять не менее 14 шт. Проведенные расчеты подтверждены экспериментально. Средняя твердость стали 25ХГМ после закалки составила 39,0 ± 2,0 ед. HRC.

Отпуск при температуре 600 °С в течение 15 минут привел к снижению средней твердости поверхности стали 25ХГМ до 24...26 HRC, что удовлетворяет требованиям, предъявляемым стандартами API 5D и ГОСТ 50278-92 в отношении прочности бурильных труб.

На Таганрогском металлургическом заводе выполнены опытно-промышленные испытания разработанного закалочного устройства. Температура нагрева зоны сварного соединения в индукторе - 900 °С, время

нагрева 6 мин. После закалки в водокапельном устройстве в течение 9 мин. и последующего отпуска в индукторе при температуре 650 °С средняя твердость поверхности металла замка из стали 40ХМФА составила 33...35 HRC, трубы из стали 25ХГМ-26...28 HRC, что соответствует группе прочности G-105 согласно стандарту API 5D.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ ПО РАБОТЕ

1. Обоснована методика, позволяющая расчетно-экспериментальным методом разработать научно-обоснованную технологию термической обработки стальных изделий с использованием водокапельных закалочных устройств.

2. Установлено, что изменение конструктивных параметров форсунок приводит к существенному варьированию плотности орошения и ее равномерности. Для форсунки с расходом воды 300 л/ч (типа А) увеличение диаметра центрального и периферийных отверстий во вкладыше в диапазоне 1,8...3,4 мм повышает значение средней плотности орошения от 0,5 до 1,4 л/м2с, а увеличение диаметра отверстия сопла в диапазоне 3...6 мм его уменьшает в 2...3 раза. Равномерность плотности орошения в зависимости от соотношения конструктивных параметров варьируется до 4.. .6 раз.

Определено, что для форсунок с расходом воды 10... 15 л/ч (типа Б) увеличение диаметра периферийных отверстий вкладыша от 0,8 до 1,0 мм снижает среднюю плотность орошения в 3 раза (от 0,16 до 0,05 л/м2с), а увеличение диаметра камеры смешивания (от 1,54 до 1,97 мм) и ширины тангенциальных каналов (от 0,4 до 0,8 мм) повышает среднюю плотность орошения в 2...3 раза. Для стабильной работы форсунок в охлаждающем устройстве точность их изготовления должна составлять порядка 1...2 % от размеров соответствующего конструктивного элемента.

3. Показано, что для форсунок типа А увеличение расстояния до охлаждаемой поверхности существенно уменьшает неравномерность распределения плотности орошения по охлаждаемой поверхности. Изменение расстояния от 100 до 220 мм уменьшает градиент плотности орошения от 250...270 до 34...38 л/м3с, а средняя плотность орошения снижается в 4...6 раз. Для центробежно-струйных форсунок типа Б увеличение расстояния до охлаждаемой поверхности в 3 раза (от 150 до 450 мм) приводит к снижению плотности орошения по всему сечению факела в 6.. .9 раз, а неравномерность остается на прежнем уровне.

Увеличение давления воды от 200 до 300 кПа при использовании форсунок типа А приводит к повышению средней плотности орошения до 5,5...6,0 л/м2с и увеличению неравномерности ее распределения по охлаждаемой поверхности в 1,3... 1,5 раза. Для форсунки типа Б увеличение давления воды от 200 до 300 кПа снижает локальную плотность орошения (в центре факела) от ОД до 0,04 л/м2с, а неравномерность возрастает в 2.. .3 раза.

Получены уравнения множественной регрессии, позволяющие рассчитать величину средней плотности орошения и равномерность ее

распределения от конструктивных параметров форсунок и расстояния от форсунок до охлаждаемой поверхности.

4. Определены зависимости коэффициента теплоотдачи от температуры поверхности для разных типов форсунок. Показано, что форсунка типа А обладает коэффициентом теплоотдачи порядка 1000... 1200 Вт/м2К в интервале температур 400...800 °С. С понижением температуры охлаждаемой поверхности величина коэффициента теплоотдачи изменяется немонотонно. Форсунка типа Б при температуре ниже 400 °С обладает коэффициентом теплоотдачи порядка 500...800 Вт/м2К, а в интервале температур 400...800 °С коэффициент теплоотдачи составляет 100...200 Вт/м2К.

Среднеинтегральный коэффициент теплоотдачи исследованных центробежно-струйных форсунок описывается степенной функцией от средней плотности орошения.

5. Построена термокинетическая диаграмма распада переохлажденного аустенита стали 25ХГМ. Показано, что на основе термокинетической диаграммы распада переохлажденного аустенита конкретной марки стали расчетным путем можно оценить распределение структурных составляющих для различной интенсивности охлаждения закалочных устройств.

Проведено численное моделирование закалочного охлаждения сварного соединения сталей 25ХГМ, 32Г2 и 40ХМФА. Установлено, что сталь 32Г2 практически при любой интенсивности охлаждения (вплоть до закалки в масло) имеет в структуре до 60...95 % продуктов распада по первой ступени. При этом структура стали 40ХМФА замка содержит до 98... 100 % мартенсита. При аналогичной интенсивности охлаждения сталь 25ХГМ содержит в структуре существенно большее количество мартенсита и бейнита по сравнению со сталью 32Г2 (до 60...70%). Расчетами показано, что оптимальное сочетание механических свойств сварного соединения металла замка из стали 40ХМФА и трубы из стали 25ХГМ достигается при охлаждении со среднеинтегральным коэффициентом теплоотдачи порядка 800... 1000 Вт/м2К, что обеспечивается использованием форсунок типа Б.

6. Рассмотрены возможные варианты компоновки центробежно-струйных форсунок в закалочном устройстве. Разработана и оптимизирована технология термической обработки сварного соединения бурильных труб с использованием водокапельного охлаждающего устройства с форсунками типа Б. Установлены оптимальные параметры режима закалки: температура нагрева стали 25ХГМ перед закалкой 960 °С, давление воды 170 кПа, время охлаждения 9 мин. Количество форсунок в охлаждающем устройстве должно составлять не менее 14 шт.

Проведены опытно-промышленные испытания закалочного устройства в условиях Таганрогского металлургического завода, показавшие, что после водокапельной закалки и последующего высокого отпуска сварного соединения сталей 40ХМФА и 25ХГМ механические свойства трубы достигают уровня группы прочности G-105 по стандарту API 5D.

По теме диссертации опубликованы следующие работы:

1. Майсурадзе М.В. Характеристики водокапельных форсунок центробежно-струйного типа, используемых для закалки сталей / М.В. Майсурадзе, Ю.В. Юдин // Изв. Вузов. Черная Металлургия. - 2008. - №8. - 45...48 С. (рецензируемое издание, рекомендуемое ВАК РФ).

2. Майсурадзе М.В. Сравнительный анализ охлаждающей способности водокапельных форсунок центробежно-струйного типа / М.В. Майсурадзе, Ю.В. Юдин // XV Международная конференция «Трубы-2007». - Челябинск, 2007.

3. Майсурадзе М.В. Влияние конструктивных параметров форсунок водовоздушного охлаждения на их гидравлические характеристики / М.В. Майсурадзе, Ю.В. Юдин Н XII отчетная конференция молодых ученых ГОУ ВПО УГТУ-УПИ: сб. науч. тр. - Екатеринбург, 2007. - 4.2. - С. 364367.

4. Майсурадзе М.В. Исследование гидравлических и теплотехнических параметров форсунок водовоздушного охлаждения / М.В. Майсурадзе, Ю.Г. Эйсмондт, Ю.В. Юдин // XVIII уральская школа металловедов-термистов «Актуальные проблемы физического металловедения сталей и сплавов»: мат-лы. - Тольятти, 2006. - С. 62.

5. Майсурадзе М.В. Исследование работы форсунок водовоздушного охлаждения / М.В. Майсурадзе, Ю.В. Юдин // VII Международная научно-техническая конференция «Уральская школа-семинар металловедов-молодых ученых»: мат-лы. - Екатеринбург, 2006. - С. 53.

6. Майсурадзе М.В. Исследование охлаждающей способности водокапельных форсунок с расходом воды от 15 до 300 л/ч / М.В. Майсурадзе, Е.О. Копалина // VIII Международная научно-техническая конференция «Уральская школа-семинар металловедов-молодых ученых»: мат-лы. - Екатеринбург, 2007. - С. 63.

7. Майсурадзе М.В. Определение технологических параметров закалки сварных замковых соединений бурильных труб / М.В. Майсурадзе, Н.П. Ануфриев // VIII Международная научно-техническая конференция «Уральская школа-семинар металловедов-молодых ученых»: мат-лы. -Екатеринбург, 2007. - С. 65.

8. Майсурадзе М.В. Водокапельный метод закалки сварных замковых соединений труб нефтяного сортамента / М.В. Майсурадзе, Ю.В. Юдин // XIX Уральская школа металловедов-термистов «Актуальные проблемы физического металловедения сталей и сплавов»: мат-лы. - Екатеринбург, 2008.-С. 116.

9. Майсурадзе М.В. Исследование гидравлических характеристик форсунок водовоздушного охлаждения / М.В. Майсурадзе, Ю.В. Юдин // XIX Уральская школа металловедов-термистов «Актуальные проблемы физического металловедения сталей и сплавов»: мат-лы. - Екатеринбург, 2008. - С. 242.

Подписано в печать 20Л 1.2008 Объем - 1 п.л. Тираж 100 экз. Заказ № 605 . Ризография НИЧ ГОУ ВПО «УГТУ - УПИ» 620002, Екатеринбург, ул.Мира, 19

ВВЕДЕНИЕ

1. ОБЗОР ЛИТЕРАТУРНЫХ ИСТОЧНИКОВ

1.1 Термическая обработка сварных соединений бурильных труб

1.1.1 Виды термической обработки сварных соединений

1.1.2 Режимы термической обработки сварных соединений

1.1.3 Термическая обработка сварных соединений, выполненных сваркой трением

1.1.4 Основные требования, предъявляемые к бурильным трубам

1.2 Особенности закалочного охлаждения

1.3 Требования к закалочным средам

1.4 Основные параметры работы форсунок

1.5 Охлаждающая способность закалочных сред

1.5.1 Методы определения охлаждающей способности

1.5.2 Теплоотдача при спрейерном охлаждении

1.6 Постановка задачи исследования

2. МАТЕРИАЛ И МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ

2.1 Материал исследования

2.2 Методика исследования гидравлических параметров форсунок

2.3 Теплотехнические испытания форсунок

2.4 Дилатометрические исследования

2.5 Численное моделирование процесса закалки стальных изделий

2.6 Дюрометрические исследования

2.7 Металлографические исследования

2.8 Определение погрешности проведенных экспериментов

3. ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ КОНСТРУКТИВНЫХ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ФАКТОРОВ НА ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ И ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ ЦЕНТРОБЕЖНО-СТРУЙНЫХ ФОРСУНОК

3.1 Зависимость плотности орошения от конструктивных параметров форсунок

3.2 Влияние давления воды и расположения форсунок на их гидравлические характеристики

3.3 Исследование охлаждающей способности форсунок в зависимости от давления воды

3.4 Влияние расположения форсунок относительно охлаждаемой поверхности на коэффициент теплоотдачи

3.5 Зависимость коэффициента теплоотдачи от плотности орошения центробежно-струйных форсунок

3.6 Выводы по главе

4. РАЗРАБОТКА ТЕХНОЛОГИИ ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ С

ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ВОДОКАПЕЛЬНЫХ ФОРСУНОК

4.1 Определение критических точек, исследование микроструктуры стали 25ХГМ

4.2 Расчетная оценка температурных и структурных полей при закалке сварного шва

4.3 Разработка компоновочного решения закалочного устройства

4.4 Оптимизация параметров технологии термообработки и конструкции охлаждающего устройства

4.5 Исследование влияния температуры отпуска на твердость стали 25ХГМ

4.6 Промышленные испытания технологии закалки с помощью охлаждающего устройства

4.7 Выводы по главе 167 ЗАКЛЮЧЕНИЕ 169 СПИСОК ЛИТЕРАТУРНЫХ ИСТОЧНИКОВ

Закалочное охлаждение стальных изделий является решающим фактором, определяющим тип структуры и повышенный уровень механических свойств. Получение требуемых свойств стали достигается быстрым переохлаждением возможно большего объема метастабильного аустенита до температур ниже 400. .450 °С.

Интенсивно охлаждающие среды обеспечивают высокую прокаливаемость и закаливаемость сталей, позволяют в некоторых случаях заменять высоколегированные стали более дешевыми. В отличие от полимерных сред, интенсивно охлаждающие закалочные среды являются более стабильными по своей закаливающей способности. К их числу можно отнести минеральное масло, воду, водные растворы щелочей и солей. Интенсивный теплоотвод также обеспечивает душевое и струйное охлаждение, направленные потоки воды в баках, закалка деталей в воде под давлением и т.д. Однако данные закалочные среды, обладая высокой охлаждающей способностью, не в состоянии обеспечить переменную интенсивность охлаждения в различных температурных интервалах в процессе закалки, что зачастую необходимо для получения оптимального комплекса механических и технологических свойств.

Представляют большой практический интерес закалочные среды с регулируемой охлаждающей способностью. Особенно это касается водокапельного охлаждения, позволяющего осуществлять регламентированное охлаждение деталей по заданному режиму.

Однако водокапельные закалочные устройства имеют ряд недостатков, препятствующих их широкому использованию в промышленности, главным из которых является неудовлетворительная воспроизводимость получаемых свойств термообработанных изделий. Это связано с практически полным отсутствием детальных исследований, направленных на изучение охлаждающей способности таких устройств в зависимости от технологических параметров режимов и конструктивных характеристик.

Охлаждающая способность водокапельных закалочных устройств определяется, главным образом, обеспечиваемой ими плотностью орошения. Плотность орошения существенно зависит от геометрии факела распыла отдельных форсунок, расстояния до охлаждаемой поверхности, давления распыливаемой воды и т.п. Практическое применение водокапельных закалочных устройств для закалки стальных изделий определяется не только величиной плотности орошения, но и равномерностью ее распределения по охлаждаемой поверхности. Неравномерное орошение поверхности может привести к появлению «пятнистости» структуры и свойств закаленного изделия вследствие различия скоростей охлаждения разных участков изделия. Оптимальное расположение водокапельных форсунок требуемого типа в закалочном устройстве может значительно уменьшить неравномерность плотности орошения, повысить однородность структуры после термической обработки и избежать деформации изделия и возникновения закалочных трещин, появление которых связано с высоким уровнем временных и остаточных напряжений.

Расчетно-экспериментальное исследование влияния интенсивности водокапельного охлаждения на получаемую после закалки структуру, определение аналитических зависимостей, связывающих конструктивные и технологические параметры водокапельных закалочных устройств с их охлаждающей способностью и свойствами закаленных изделий, может служить основой для обоснования режимов термической обработки и упростит выбор требуемой конструкции закалочного устройства.

Таким образом, научно-обоснованный подход к разработке технологии термической обработки с использованием водокапельных устройств для закалки стальных изделий может существенно повысить качество готовых изделий путем достижения требуемого стабильного уровня механических свойств.

Задача повышения уровня прочностных свойств в настоящее время актуальна для бурильных труб с приваренными замками вследствие появления новых стандартов, ужесточивших требования к уровню механических свойств стали в зоне сварного соединения. Нередко после традиционно применяемого режима нормализации достигаемый комплекс механических свойств в зоне сварного соединения находится на нижнем пределе требуемых характеристик. Для поддержания необходимой величины сопротивления на разрыв буровой колонны конструкторы увеличивают толщину стенки труб, что приводит к уменьшению скорости охлаждения при нормализации и снижению уровня прочностных свойств в зоне сварных соединений.

Одним из перспективных способов термического упрочнения сварных соединений является форсуночное водокапельное охлаждение. Полученная после закалки твердость и равномерность ее распределения зависят большей частью от технологических параметров режима закалки - давления воды и температуры нагрева металла, а также конструкции охлаждающего устройства, типа и количества форсунок, расположения форсупок относительно закаливаемого изделия,.

Поэтому представляется актуальной разработка технологии термической обработки и оптимальной конструкции охлаждающего устройства для закалки сварных соединений замков бурильных труб, позволяющей получить в зоне сварного шва максимальную твердость при наиболее равномерном ее распределении. Это даст возможность повысить механические свойства сварного соединения, получить наиболее однородную структуру по сварному соединению замка и трубы, увеличить стойкость буровой колонны в целом, не увеличивая ее массу.

4.7 Выводы по главе

Рассмотрены возможные варианты компоновки центробежно-струйных форсунок в закалочном устройстве. Установлено, что при охлаждении массивных поковок, толстого листа оптимальным размещением является расстановка форсунок типа А в шахматном порядке с расстоянием между центрами факелов 0,13 м. При этом образуется «плато» с одинаковым уровнем плотности орошения 1,8.2,2 л/м~с и градиентом порядка 2,5.5 л/м3с. Использование закалочных устройств с форсунками, имеющими снижение плотности орошения в центре факела, нецелесообразно, так как появляется существенная неравномерность охлаждения поверхности вследствие высокого градиента плотности орошения (до 6. 12 л/м3с).

Построена термокинетическая диаграмма распада переохлажденного аустенита стали 25ХГМ. Определены критические точки Ас) и Ас3 при нагреве, составляющие 740 ±2 и 812 ± 2 °С соответственно. Установлена зависимость твердости продуктов распада переохлажденного аустенита стали 25ХГМ от скорости охлаждения, что позволяет оценить получаемую твердость при охлаждении с различной интенсивностью.

Исследована микроструктура образцов, охлажденных от температуры 960 °С в диапазоне скоростей 0,1. 12 °С/с. С увеличением скорости охлаждения уменьшается доля перлита и существенно возрастает доля бейнитной составляющей, которая становится доминирующей при достижении скорости 4 °С/с. При дальнейшем увеличении скорости охлаждения формируется мартенсито-бейнитная структура с твердостью 390.420 НУ.

Для получения твердости не менее 280.300 НУ следует обеспечить скорость охлаждения порядка 1,5.2 °С/с (для постоянных скоростей охлаждения), при этом необходимо учесть, что в отличие от дилатометрических экспериментов реальные скорости охлаждения изделий существенно нелинейны. Это приведет к корректировке требуемого режима охлаждения при закалке.

Проведено численное моделирование закалочного охлаждения сварного соединения сталей 25ХГМ, 32Г2 и 40ХМФА. Установлено, что сталь 32Г2 практически при любой интенсивности охлаждения (вплоть до закалки в масло) имеет в структуре до 90.95 % продуктов распада по первой ступени. При этом в металле замка из стали 40ХМФА образуется 100 % мартенсита. При аналогичной интенсивности охлаждения сталь 25ХГМ содержит в структуре большее количество мартенсита и бейнита (до 60.70 %). Расчетами показано, что наиболее оптимальное сочетание механических свойств металла замка из стали 40ХМФА и трубы из стали 25ХГМ может быть достигнуто при охлаждении со среднеинтегральным коэффициентом теплоотдачи порядка

800. 1000 Вт/м К, что обеспечивается использованием форсунок с интегральным расходом воды 10. 15 л/ч.

Разработана и оптимизирована технология термической обработки сварного замкового соединения бурильных труб с использованием водокапельного охлаждающего устройства, расчетно-экспериментальным методом установлены ее оптимальные параметры: температура нагрева стали 960°С, давление воды 170 кПа. При этом количество форсунок в охлаждающем устройстве должно составлять не менее 14 шт.

Проведены опытно-промышленные испытания закалочного устройства в условиях Таганрогского металлургического завода, показавшие, что после водокапельной закалки и последующего высокого отпуска сварного соединения сталей 40ХМФА и 25ХГМ механические свойства трубы достигают уровня группы прочности G-105 по стандарту API 5D.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Получена методика, позволяющая расчетно-экспериментальным методом разработать научно-обоснованную технологию термической обработки стальных изделий с использованием водокапельных закалочных устройств.

Показано, что на основе термокинетической диаграммы распада переохлажденного аустенита конкретной стали расчетным путем можно оценить распределение структурных составляющих для различной интенсивности охлаждения закалочных устройств.

Определена аналитическая зависимость, связывающая среднеинтегральный коэффициент теплоотдачи центробежно-струйных форсунок со средней плотностью орошения

Получены уравнения множественной регрессии, связывающие величину средней плотности орошения и ее равномерность с конструктивными параметрами форсунок, а также с расстоянием от форсунок до охлаждаемой поверхности.

Установлено, что изменение конструктивных параметров форсунок с расходом воды 300. 1000 л/ч (типа А) в исследованном диапазоне приводит к существенному варьированию равномерности распределения плотности орошения по охлаждаемой поверхности (до 4.6 раз). Увеличение диаметра центрального и периферийных отверстий во вкладыше в диапазоне 1,8.3,4 мм повышает значение средней плотности орошения от 0,5 до 1,4 л/м"с, а увеличение диаметра отверстия сопла в диапазоне 3.6 мм его уменьшает в 2.3 раза.

Определено, что для форсунок с расходом воды 10. 15 л/ч (типа Б) увеличение диаметра периферийных отверстий вкладыша от 0,8 до 1,0 мм снижает среднюю плотность орошения в 3 раза (от 0,16 до 0,05 л/м~с), а увеличение диаметра камеры смешивания (от 1,54 до 1,97 мм) и ширины тангенциальных каналов (от 0,4 до 0,8 мм) повышает среднюю плотность орошения в 3.4 раза. Для стабильной работы форсунок в охлаждающем устройстве точность их изготовления должна составлять порядка 1.2% от размеров соответствующего конструктивного элемента.

Показано, что увеличение расстояния до охлаждаемой поверхности для форсунок типа А в от 100 до 220 мм приводит к снижению плотности орошения в 5.6 раз и существенному повышению равномерности распределения плотности орошения: градиент плотности орошения уменьшается от 250.270 до 34.38 л/м3с, т.е. в 7.7,5 раз. Для центробежно-струйных форсунок типа Б увеличение расстояния до охлаждаемой поверхности в 3 раза (от 150 до 450 мм) приводит к снижению плотности орошения по всему сечению факела в 6.9 раз, а градиент плотности орошения не изменяется и составляет 2.4 л/м3с.

Увеличение давления воды перед форсункой типа А от 200 до 300 кПа приводит к повышению средней плотности орошения до 5,5.6,0 л/м"с и увеличению неравномерности ее распределения по охлаждаемой поверхности в 1,3. 1,5 раза. Для форсунки типа Б увеличение давления воды от 200 до 300 кПа снижает плотность орошения в центре факела до 0,04 л/м~с, а градиент плотности орошения увеличивается от 1,5 до 2,2 л/м3с.

Определены зависимости коэффициента теплоотдачи от температуры поверхности для разных типов форсунок. Форсунка типа А обладает достаточно высоким коэффициентом теплоотдачи порядка 1000. 1200 Вт/м~К в интервале температур 400.800 °С. С понижением температуры охлаждаемой поверхности величина коэффициента теплоотдачи изменяется немонотонно. Форсунка типа Б при температурах ниже 400 °С обладает коэффициентом теплоотдачи порядка 500.800 Вт/м К, а в интервале температур 400.800 °С коэффициент теплоотдачи составляет порядка 100.200 Вт/м2К.

Среднеинтегральный коэффициент теплоотдачи исследованных центробежно-струйных форсунок описывается степенной функцией от средней плотности орошения.

На основании полученных зависимостей показано, что по требуемой интенсивности охлаждения (значению коэффициента теплоотдачи) при термической обработке изделия из конкретной марки стали, можно определить необходимую плотность орошения, и, следовательно, выбрать соответствующую конструкцию центробежно-струйной форсунки.

Рассмотрены возможные варианты компоновки центробежно-струйных форсунок в закалочном устройстве. Установлено, что при охлаждении массивных поковок, толстого листа оптимальным размещением является расстановка форсунок типа А в шахматном порядке (при высоте расположения над охлаждаемой поверхностью 0,3 м) с расстоянием между центрами факелов 0,13 м. При этом плотность орошения составляет 1,8.2,2 л/м~с при градиенте порядка 2,5.5 л/м с.

Построена термокинетическая диаграмма распада переохлажденного аустенита стали 25ХГМ. Установлена зависимость твердости продуктов распада переохлажденного аустенита стали 25ХГМ от скорости охлаждения, что позволяет оценить получаемую твердость при охлаждении с различной интенсивностью.

Проведено численное моделирование закалочного охлаждения сварного соединения сталей 25ХГМ, 32Г2 и 40ХМФА. Установлено, что сталь 32Г2 практически при любой интенсивности охлаждения (вплоть до закалки в масло) имеет в структуре до 60.95 % продуктов распада по первой ступени. При этом структура стали 40ХМФА замка содержит до 100 % мартенсита. При аналогичной интенсивности охлаждения сталь 25ХГМ содержит в структуре большее количество мартенсита и бейннта по сравнению со сталью 32Г2 (до 60.70%). Расчетами показано, что оптимальное сочетание механических свойств металла замка из стали 40ХМФА и трубы из стали 25ХГМ может быть достигнуто при охлаждении со среднеинтегральным коэффициентом теплоотдачи порядка 800. 1000 Вт/м2К, что обеспечивается использованием форсунок с интегральным расходом воды 10. 15 л/ч (тип Б).

Разработана и оптимизирована технология термической обработки сварного соединения бурильных труб с использованием водокапельного охлаждающего устройства с форсунками типа Б. Расчетно-экспериментальным методом установлены оптимальные параметры технологии: температура нагрева стали 960°С, давление воды 170 кПа, время охлаждения 9 мин. При этом количество форсунок в охлаждающем устройстве должно составлять не менее 14 шт.

Опытно-промышленные испытания закалочного устройства в условиях Таганрогского металлургического завода показали, что после водокапельной закалки и последующего высокого отпуска сварного соединения сталей 40ХМФА и 25ХГМ механические свойства трубы достигают уровня группы прочности G-105 по стандарту API 5D.

1. Технология металлов и конструкционные материалы: учебник / Б.А. Кузьмин и др.. М.: Машиностроение, 1989. 496 с.

2. Ellis C.R.G. Recent Industrial developments in friction welding // Welding Journal. 1975. №8. P.582-589.

3. Земзин B.H. Термическая обработка и свойства сварных соединений / В.Н. Земзин, Р.З. Шрон. JL: Машиностроение. Ленингр. отд-ние, 1978. 367 с.

4. Винокуров В.А. Отпуск сварных конструкций для снижения напряжений. М.: Машиностроение, 1973. 396 с.

5. Климочкин М.М. Влияние режима местной нормализации на величину собственных напряжений // Сварочное производство. 1970. №10. с 24-30.

6. Руссиян A.B. Сварка и термическая обработка сварных соединений / A.B. Руссиян В.П. Луговской. М.: Машгиз, 1976. 412 с.

7. Хромченко Ф.А. Термическая обработка сварных соединений труб на электростанциях. М.: Машиностроение, 1972. 346 с.

8. Шмыков A.A. Справочник термиста. М.: Машгиз, 1961. 392 с.

9. Соколов К.Н. Технология термической обработки металлов и проектирование термических цехов: учебник для вузов / К.Н. Соколов, И.К. Коротич. М.: Металлургия, 1988. 384 с.

10. Садовский В.Д. Структурная наследственность стали. М.: Металлургия, 1973. 422 с.

11. Рощин М.М. Технология изготовления сварных подштамповых плит из стали 25ХНЗМФА / М.М. Рощин, A.C. Гельман, И.А. Борисов // Сварочное производство. 1975. №7. с. 13-17.

12. Рыжков Н.И. Производство сварных конструкций в тяжелом машиностроении. М.: Машиностроение, 1970. 378 с.

13. Лебедев В.К. Сварка трением: справочник. М.: Металлургия, 1987. 487 с.

14. Matrosov М. Use of accelerated cooling to improve the mechanical and processing properties of rolled plates used to make large-diameter gas-line pipe / M. Matrosov, L. Efron, V. Ilinskii // Metallurgist. Vol. 49. № 5-6. 2005. pp. 220-229.

15. Згура A.A. Термическая обработка труб с утолщенными концами в индукционной установке / A.A. Згура, А.И. Тяжельников // МиТОМ. 1985. №9. с. 10-13.

16. Бодров Ю.В. Повышение сопротивления хрупкому разрушению сварных соединений бурильных труб при локальной термической обработке / Ю.В. Бодров, А.И. Грехов, П.Ю. Горожанин // XIV Международная конференция «Трубы-2006». Челябинск: 2006.

17. Башнин Ю.А. Технология термической обработки стали: учебник для вузов / Ю.А. Башнин, Б.К. Ушаков, А.Г. Секей. М.: Металлургия, 1986. 424 с.

18. ГОСТ 19282-73. Сталь низколегированная толстолистовая и широкополосная универсальная. Технические условия. М.: ИПК Издательство стандартов. 1975. 8 с.

19. ГОСТ 801-78. Сталь подшипниковая. Технические условия. М.: Издательство стандартов. 1979. 45 с.21. http: // www.ukb5s.ru.

20. API Specification 5D. Specification for Drill Pipe. API. 2001. 48 p.

21. ГОСТ P 50278-92. Трубы бурильные с приваренными замками. Технические условия. М.: ИПК Издательство стандартов. 1993. 20 с.

22. ГОСТ Р 51510-99. Трубы бурильные геологоразведочные. Типы и основные размеры. М.: ИПК Издательство стандартов. 2000. 8 с.

23. Прохазка Я. Пути повышения текучести металлов и сплавов / Я. Прохазка //МиТОМ. 1973. №10. с.65-72.

24. Гриднев В.Н. Прочность и пластичность холоднодеформированной стали / В.Н. Гриднев, В.Г. Гаврилюк, Ю.А. Мешков. К.: Наук. Думка, 1974. 230 с.

25. Кобаско Н.И. Закалка стали в жидких средах под давлением. К.: Наук. Думка, 1980. 208 с.

26. Металловедение и технология металлов: учебник для вузов / Ю.П. Солнцев и др.. М.: Металлургия, 1988. 512 с.

27. Пышминцев И.Ю. Закалка крупных поковок в водо-воздушной смеси / И.Ю. Пышминцев, Ю.Г. Эйсмондт, Ю.В. Юдин и др. // МиТОМ. 2003. №3. с. 24-28.

28. Захаров В.Б. Выбор водовоздушных сред для закалки крупных поковок / В.Б. Захаров, Д.В. Шабуров, Ю.В. Юдин // Сталь. 2003. №3. с. 60-62.

29. Кобаско Н.И. Технологические аспекты охлаждения при закалке (обзор) / Н.И. Кобаско //МиТОМ. 1991. №4. с. 2-8.

30. Шмырев И.П. Водно-воздушная закалка калибров станов ХПТ. / И.П. Шмырев, В.А. Суржиков, П.Д. Мавродий / МиТОМ. 1976. №7. с.42-44.

31. Петраш JI.B. Закалочные среды. М.: Машгиз, 1959. 112 с.

32. Петраш JI.B. Современные средства и способы закалочного охлаждения / JI.B. Кобаско // Теоретические и технологические вопросы закалочного охлаждения, в сб. М.: М.Д.Н.Т.П., 1969.

33. Люты В. Закалочные среды: справочник. Челябинск: Металлургия, 1990. 192 с.

34. Борисов И.А. Охлаждение крупных поковок в водно-воздушной смеси / И.А. Борисов, Л.Ф. Голланд//МиТОМ. 1988. №10. с. 17-22.

35. Исаченко В.П. Струйное охлаждение / В.П. Исаченко, В.И. Кушнырев. М.: Энергоатомиздат, 1984. 216 с.

36. Кутателадзе С.С. Гидродинамика газожидкостных систем / С.С. Кутателадзе, М.А. Стырикович. М.: Энергия, 1976. 296 с.

37. Исаев А.П. Гидравлика дождевальных машин. М.: Машиностроение, 1973. 244 с.

38. Пажи Д.Г. Распылители жидкостей / Д.Г. Пажи, B.C. Галустов. М.: Химия, 1979. 216 с.

39. Пажи Д.Г. Основы техники распыливания жидкостей / Д.Г. Пажи, B.C. Галустов. М.: Химия, 1984. 256 с.

40. Бородин В.А. Распыливание жидкостей. М.: Машиностроение, 1967. 288 с.

41. Хавкин Ю.И. Центробежные форсунки. Л.: Машиностроение, 1976. 316 с.

42. Кобаско Н.И. Закалочные среды / Н.И. Кобаско // Металловедение и термическая обработка, в сб. (Итоги науки и техники ВИНИТИ АН СССР), М.: 1989. том 23. с. 127-166

43. Будрин Д.В. Водовоздушное охлаждение при закалке / Д.В. Будрин, В.М. Кондратов//МиТОМ. 1965. №6. с. 22-25.

44. Эйсмондт Ю.Г. Получение и применение жидкостно-воздушных закалочных сред / Ю.Г. Эйсмондт, А.В. Шустов, Е.Ф. Пильщиков // МиТОМ. 1980. №11. с. 43-45.

45. Mizikar Е. A. Spray Cooling Investigation for Continuous Casting of Billets and Blooms / E. A. Mizikar // Journal of The Iron and Steel Engineer. 1970. № 7. P. 53-60.

46. Зимин H.B. Особенности душевого охлаждения при закалке и его влияние на прокаливаемость и свойства среднеуглеродистой стали / Н.В. Зимин, М.М. Замятин // Теоретические и технологические вопросы закалочного охлаждения, в сб. М.: М.Д.Н.Т.П., 1969.

47. Будрин Д.В. Исследование охлаждения рельсов в различных закалочных средах / Д.В. Будрин, Ю.Г. Эйсмондт, С.Н. Цепов // Теоретические и технологические вопросы закалочного охлаждения, в сб. М.: М.Д.Н.Т.П., 1969.

48. Muller Н. Investigation of Heat Transfer in a Simulated Secondary Cooling Zone in the Continuous Casting Process / H. Muller, R. Jeschar // Arch Eisenhuttenwes. 1973. №44. p. 589-594.

49. Auman P. M. Hot Strip Mill Runout Table Temperature Control / P.M. Auman // Journal of The Iron and Steel Engineer. 1967. №9. p. 174-181.

50. Reiners U. A measuring method for quick determination of local heat transfer coefficients in spray water cooling within the range of stable film boiling / U. Reiners, R. Jeschar, R. Scholz // Steel Research. 1985. №5. p. 239-246.

51. Динер А. Обзор литературы по теплопередаче при струйном охлаждении / А. Динер // Черные металлы. 1976. № 4. С. 26-29.

52. Funke P. Beeinflussung des Eigenspannungszustandes in Kaltprofilen durch einige Umformbedingungen / P. Funke, K. Bosenberg // Stahl und Eisen. 1969. № 89. p. 1446-1452.

53. Grissom W. M. Liquid Spray Cooling of a Heated Surface / W.M. Grissom, F.A. Wierum // International Journal of Heat and Mass Transfer. 1981. №24. p. 261-271.

54. Bamberger M. Determination of heat transfer coefficients during water cooling of metals / M. Bamberger, B. Prinz // Materials Science and Technology. 1986. №2. p. 410-415.

55. Evans J. F. Numerical Modeling of Hot Strip Mill Runout Table Cooling / J.F. Evans // Journal of the Iron and Steel Engineer. 1993. №1. p. 50-55.

56. Seredynski F. К. Prediction of Plate Cooling During Rolling-Mill Operation / F.K. Seredynski // Journal of Iron and Steel Institute. 1973. №211. p. 197-203.

57. Eckert E. R. G. Heat transfer bibliography / E.R.G. Eckert, E.M. Sparrow, R.J. Goldstein // International Journal of Heat and Mass Transfer. 1972. №15. p. 539-554.

58. Junk H. Warmeubergangsuntersuchungen an einer simulierten Sekundarkuhlstrecke fur das strauggieben von Stahl / H. Junk // Neue Hutte. 1972. №17. p. 13-18.

59. Hollander F. A model to calculate the complete temperature distribution in steel during hot rolling / F. Hollander / The Journal of The Iron and Steel Institute. 1970. №123. p. 46-74.

60. Lambert N. Measurement of the heat-transfer coefficients in metallurgical processes / N. Lambert, M. Economopoulos // Journal of Iron and Steel Institute. 1970. №208. p. 917-928.

61. Diener A. Der Waermeuebergang Beim Kuehlen von Heissen Stahloberflaechen mit Wasser / A. Diener // ESTEL-Berlin. 1975. №10. p. 7886.

62. Economopoulos M. Study of Cooling on the Runout Tables of Hot Strip Mills / M. Economopoulos // Centre National Rech Metallurg. 1968. №14. p. 45-78.

63. ГОСТ P 8.585-2001 ГСИ. Термопары. Номинальные статические характеристики преобразования. М.: ИГЖ Издательство стандартов. 2002. 83 с.

64. Производство и эксплуатация крупных опорных валков / Н.П. Морозов и др.. М.: Металлургия, 1977. 128 с.

65. Моделирование структурных превращений аустенита при непрерывном охлаждении конструкционных сталей / Н.П. Морозов и др. // Металловедение и термическая обработка. Межвузовский сборник. Свердловск: изд. УПИ. 1985. с.33-36.

66. Umemoto М. Kinetics of transformation of stells on continuous cooling / M. Umemoto, I. Tamura // Tetsu to hagane. 1982. V68. №3. c.383-392.

67. Воронов A.H. Моделирование на ЭВМ превращения аустенита при охлаждении стали./ А.Н. Воронов, Т. Квачкай, В.Т. Жадан // Изв. АН СССР. Металлы. №2. 1991. с. 56-61.

68. Тюрин Ю.Н. Анализ данных на компьютере / Ю.Н. Тюрин, А.А. Макаров; под ред. В.Э. Фигурнова. М.: ИНФРА-М. Финансы и статистика, 1995. 384 с.

69. Дюк В. Обработка данных на ПК в примерах. Санкт-Петербург: Питер, 1997. 240 с.

70. Боровков A.A. Пакет STATISTICA 5.0. / A.A. Боровков, В.А. Боровков. М.: Финансы и статистика, 1998. 334 с.

71. Майсурадзе М.В. Исследование работы форсунок водовоздушного охлаждения / М.В. Майсурадзе, Ю.В. Юдин // VII Международная научно-техническая конференция «Уральская школа-семинар металловедов-молодых ученых», в сб. Екатеринбург: 2006. С. 53.

72. Майсурадзе М.В. Характеристики водокапельных форсунок центробежно-струйного типа, используемых для закалки сталей / М.В. Майсурадзе, Ю.В. Юдин // Изв. Вузов. Черная Металлургия. 2008. №8. с. 45-48.

73. Майсурадзе М.В. Сравнительный анализ охлаждающей способности водокапельных форсунок центробежно-струйного типа / М.В. Майсурадзе, Ю.В. Юдин // XV Международная конференция «Трубы-2007», в сб. Челябинск: 2007.

74. Физические свойства сталей и сплавов, применяемых в энергетике: справочник / под ред. Б. Е. Неймарк. М.: Энергия, 1967. 560 с.

75. Немзер Г.Г. Исследование теплофизических свойств сталей / Г.Г. Немзер, М.А. Аронов//Кузнечно-штамповое производство. 1980. №3. с. 26-30.

76. Попов A.A. Диаграммы превращения аустенита в сталях и ß-раствора в сплавах титана: справочник термиста / A.A. Попов, JI.E. Попова. М.: Металлургия, 1991. 503 с.

77. Марочник сталей и сплавов / под ред. В.Г. Сорокина. М.: Машиностроение, 1989. 640с.rf

78. Металловедение. Сталь: справочник // под ред. М.Л.Бернштейна. М.: Металлургия, 1995. кн. 1. 448 с.

79. ГОСТ 27834-95. Замки приварные для бурильных труб. Технические условия. М.: ИПК Издательство стандартов. 1996. 23 с.

80. Pyshmintsev I. Simulations and industrial trails of microstructural and thermal fields in heavy steel forgings quenched in water-air mixture / I. Pyshmintsev, Yu. Yudin, Yu. Eismondt // 44th MWSP Conference Proceedings. Vol. XL. 2002. pp. 559-565.