автореферат диссертации по металлургии, 05.16.01, диссертация на тему:Роль тепловых параметров сварки в формировании морфологии, микроструктуры и свойств зоны термического влияния при производстве прямошовных труб

ФЕДЕРАЛЬНОЕ ГОСУДАРСТВЕННОЕ УНИТАРНОЕ ПРЕДПРИЯТИЕ «ЦЕНТРАЛЬНЫЙ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ИНСТИТУТ ЧЕРНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ им. И.П. БАРДИНА»

РОЛЬ ТЕПЛОВЫХ ПАРАМЕТРОВ СВАРКИ В ФОРМИРОВАНИИ МОРФОЛОГИИ, МИКРОСТРУКТУРЫ и свойств ЗОНЫ ТЕРМИЧЕСКОГО влияния ПРИ ПРОИЗВОДСТВЕ ПРЯМОШОВНЫХ ТРУБ

05.16.01 - «Металловедение и термическая обработка металлов и сплавов»

На правах рукописи

ВЕЛИЧКО АЛЕКСАНДР АЛЕКСЕЕВИЧ

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва-2015

005567002

Работа выполнена в Закрытом акционерном обществе «Ижорский трубный завод» и Федеральном государственном унитарном предприятии «Центральный научно-исследовательский институт черной металлургии им. И.П. Бардина»

Научный руководитель:

Шабалов Иван Павлович, доктор технических наук,

Федеральное государственное унитарное предприятие «Центральный научно-исследовательский институт черной металлургии им. И.П. Бардина» (ФГУП «ЦНИИчермет им. И.П. Бардина»), Центр сталей для труб и сварных конструкций, главный научный сотрудник

Официальные оппоненты:

Одесский Павел Дмитриевич, доктор технических наук, профессор

Центральный научно-исследовательский институт строительных конструкций им. В.А. Кучеренко (ОАО «НИЦ «Строительство»), заведующий сектором

Арабей Андрей Борисович, кандидат технических наук,

Открытое акционерное общество «Газпром», Департамент технического регулирования, начальник отдела

Ведущее предприятие:

Общество с ограниченной ответственностью «Газпром ВНИИГАЗ»

Защита состоится «26» марта 2015 г. в 12.00 ч на заседании диссертационного совета Д 217.035.01 при ФГУП «ЦНИИчермет им. И.П. Бардина» по адресу: 105005, г. Москва, ул. Радио, д. 23/9, стр. 2.

Отзывы в двух экземплярах, заверенные печатью, просьба направлять по адресу: 105005, Москва, ул. Радио, д. 23/9, стр. 2.

С диссертацией можно ознакомиться в технической библиотеке ФГУП «ЦНИИчермет им. И.П.Бардина» и на сайте www.chermet.net (автореферат диссертации размещен на сайте http://vak.ed.gov.ru).

Автореферат разослан «11» февраля 2015 г.

Ученый секретарь диссертационного Совета,

доктор технических наук, старший научный сотрудник

Н.М. Александрова

1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы Промышленная технология производства высокопрочных труб большого диаметра для магистральных трубопроводов основана на двухпроходной сварке внутреннего и наружного швов с применением автоматизированной высокоточной сварочной техники. Альтернативные технологии промышленному методу сварки с применением 4—5 электродных проволок в одну сварочную ванну отсутствуют. Высокий уровень сварочных тепловложений позволяют обеспечивать глубокое проплавление, высокую производительность и необходимую точность геометрических параметров сварных швов. Вместе с тем хладостойкость металла в зоне термического влияния при существующей промышленной технологии сварки существенно ниже свойств основного металла трубы, и этот разрыв увеличивается по мере увеличения толщины стенки труб.

Безопасность эксплуатации современных газопроводов с рабочим давлением 25 МПа требует увеличения толщины стенки трубы, или использования стали повышенной категории прочности, что создает существенные проблемы при изготовлении прямошовных труб в части обеспечения требуемых параметров сварных соединений.

Обеспечение механических свойств сварного соединения толстостенных высокопрочных труб является актуальной проблемой и обусловливает не только оптимизацию сварочных процессов, но и поиск кардинальных решений с применением новых видов и технологий сварки.

Целью настоящей работы являлось обеспечение комплекса свойств зоны термического влияния, включающих хладостойкость сварных соединений прямошовных труб, уровень которых определяется нормативными требованиями ОАО «Газпром» и Морского стандарта DNV-OS-FlOl API 5L, ISO 3183 при сварке труб большого диаметра из листового проката классов прочности К65(Х80), К60 (Х70), DNV 485 и DNV 450. Определение оптимальных технологических вариантов сварки прямошовных труб, обеспечивающих благоприятную микроструктуру в зоне термического влияния (ЗТВ), низкую температуру ниже минус 30-40 °С перехода механизма разрушения от вязкого к хрупкому при испытаниях на ударный изгиб (КСЧ).

В процессе работы решали следующие задачи:

1. Исследование поведения основного металла при сварке труб большого диаметра с различными уровнями тепловложений, характерными для двухпроходной заводской, монтажной стыковой и лазерно-дуговой видов сварки.

Исследования включали:

— исследования кинетики превращения аустенита при сварке в металле зоны термического влияния (ЗТВ) и в металле сварного шва, морфологических изменений микроструктуры в зависимости от характерных скоростей охлаждения для различных видов сварки;

— решение тепловой задачи и расчет температурных полей с построением диаграмм изменения скоростей охлаждения применительно к действующей технологии двухпроходной сварки и видам сварки на малых тепловложениях;

— изучение влияния теплового воздействия на ЗТВ при лазерно-дуговой технологии и комбинированной технологии двухпроходной сварки под слоем флюса, определение оптимальных режимов сварки по тепловложениям и интервалу допустимых скоростей охлаждения;

— определение влияния микроструктуры ЗТВ на сопротивление вязко-хрупкому разрушению металла;

— исследования и оценку внутренних напряжений в сварных соединениях.

2. Разработка и обоснование оптимальных технологических параметров двухпроходной сварки прямошовных труб по действующей заводской технологии сварки. Изготовление опытных и промышленных партий труб, аттестационные испытания механических свойств, оценка надежности труб на испытательном полигоне ОАО «Газпром».

3. Разработка рекомендаций для перспективных технологических вариантов сварки прямошовных толстостенных труб с использованием процессов современных гибридных лазерно-дуговых процессов в сочетании с двухпроходной автоматической сваркой под слоем флюса.

Научная новизна

1. Разработана расчетная модель тепловых процессов и изучены температур-но-временные параметры охлаждения при двухпроходной заводской, монтажной стыковой и лазерно-дуговой сварке. На основании анализа технологических параметров сварки выявлены общие закономерности взаимосвязи тепловложений и скоростей охлаждения:

— определена количественная взаимосвязь параметров скоростей охлаждения ЗТВ при двухпроходной многоэлектродной сварке от оптимальной величины тепловложений, толщины стенки труб и температуры металла труб перед сваркой;

— определены скорости охлаждения для лазерных и лазерно-дуговых сварочных источников с учетом пространственной модели теплового поля.

2. Выявлена взаимосвязь скоростей охлаждения ЗТВ с кинетикой превращения аустенита. Установлено, что зависимость между ударной вязкостью металла ЗТВ и скоростью охлаждения носит экстремальный характер для микролегиро-

ванных сталей К60 и К65. Наибольший уровень ударной вязкости ЗТВ достигается в диапазоне скоростей охлаждения 10 — 40 °С/с, который соответствует формированию дисперсной бейнитной микроструктуры реечной морфологии.

3. Определены морфологические особенности микроструктуры в литом металле сварного шва и металла ЗТВ с оценкой кинетики превращений аустенита и размеров микроструктурных составляющих.

4. Выявлены особенности параметров искажений кристаллической решетки в металле шва и в ЗТВ. Установлено, что растягивающие микронапряжения локализованы в области шва и отсутствуют в зоне термического влияния сварных соединений, полученных сваркой различных видов.

Основные положения, выносимые на защиту

1. Установленные закономерности влияния погонной энергии и химического состава стали на формирование структуры ЗТВ продольных швов труб большого диаметра.

2. Результаты исследования взаимосвязи структуры и свойств сварного соединения труб класса прочности К65.

3. Разработанные режимы сварки продольных швов высокопрочных труб, реализованные в ЗАО «Ижорский трубный завод».

4. Результаты изготовления и аттестации опытной и промышленных партий труб класса прочности К65 для строительства газопровода «Бованенково - Ухта».

Практическая ценность и реализация работы в промышленности

1. На основе дифференциального уравнения теплопроводности разработана модель для определения скоростей охлаждения различных областей ЗТВ для толщин свариваемого металла в интервале от 10 до 40 мм с учетом температуры металла перед сваркой;

2. Из анализа параметров сварки и морфологии зоны термического влияния получены выражения для определения оптимального уровня тепловложений, обеспечивающего требуемую геометрию сварного соединения труб с различной толщиной стенки для наружного шва.

4. Проведены квалификационные испытания сварных прямошовных труб серийного производства диаметром 1420 мм для магистрального трубопровода «Бованенково — Ухта».

5. Разработаны рекомендации по применению перспективной комбинированной технологии сварки под флюсом, совмещенной с лазерно-дуговым процессом для повышения стойкости металла ЗТВ против хрупкого разрушения.

Апробация работы

Результаты работы докладывались:

- на VI отраслевом совещании «СОСТОЯНИЕ И ОСНОВНЫЕ

НАПРАВЛЕНИЯ РАЗВИТИЯ СВАРОЧНОГО ПРОИЗВОДСТВА ОАО «ГАЗПРОМ», 13-16 ноября 2012, Москва, Тезисы докладов, стр. 15.

- на Международной конференции «СЕВЕРСТАЛЬ ДЛЯ ТОПЛИВНО-ЭНЕРГЕТИЧЕСКОГО КОМПЛЕКСА», 31 мая - 2 июня 2012, Санкт-Петербург.

- на Международной конференции "MICROALLOYED PIPE STEELS FOR OIL&GAS INDUSTRY" 2-4 апреля 2013, Москва, «Свариваемость ниобийсодер-жащих сталей класса Х70 — Х80».

- на УП отраслевом совещании «Состояние и основные направления развития сварочного производства ОАО «Газпром», 10 - 14 ноября, Москва, 2014, Тезисы докладов.

Публикации. По теме диссертационной работы опубликованы 5 печатных работ, в том числе 3 - в рецензируемых журналах, рекомендованных ВАК РФ.

Соответствие диссертации паспорту специальности. Диссертационная работа по своим целям, задачам, содержанию, методам исследования и научной новизне соответствует пунктам 2 «Теоретические и экспериментальные исследования фазовых и структурных превращений в металлах и сплавах, происходящих при различных внешних воздействиях» и 6 «Разработка новых и совершенствование существующих технологических процессов объемной и поверхностной термической, химико-термической, термомеханической и других видов обработок, связанных с термическим воздействием, а также специализированного оборудования» паспорта специальности 05.16.01 — «Металловедение и термическая обработка металлов и сплавов» (технические науки).

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 7 глав, основных выводов, списка литературы из 123 наименований. Работа изложена на 164 страницах машинописного текста, содержит 90 рисунков и 13 таблиц.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы исследования, сформулированы цель и задачи диссертационной работы, раскрывается ее научная новизна и практическая значимость, представлены основные положения, выносимые на защиту, аннотированно изложено ее содержание по главам.

Первая глава посвящена анализу современного состояния по исследованию вопросов сварки, влияния легирующих, микролегирующих и примесных элементов на формирование структуры и свойств в зоне термического влияния низколегированных конструкционных сталей, опыту применения сварочных процессов для производства труб. Особое внимание уделено высокопроизводительной технологии многодуговой сварки под слоем флюса.

Проведенный детальный анализ показал, что не установлены и не определены общие закономерности взаимосвязи данной технологии с микрострукгур-ными изменениями в ЗТВ при сварочных процессах в низколегированных высокопрочных трубных сталях, недостаточны исследования свариваемости на основе критерия по сопротивлению хрупкому и вязкому разрушению металла сварных соединений.

Вторая глава посвящена обоснованию применяемых трубных сталей, сварочных материалов и методов исследования листового проката классов прочности К65, К60, БЫУ 485 и БИУ 450. В ОАО «Северсталь» используют как основу композицию стали с легирующими элементами, обеспечивающими карбонитридное упрочнение ванадием, молибденом и ниобием, включая также добавки никеля с химическим составом применяемых сталей: (0,055 - 0,07)%С; (0,18 - 0,32)% Бц (1,65 - 1,85)% Мп; (0,15 - 0,23)% №; (0,027 - 0,04)% V; (0,15 - 0,28)% Мо; (0,03-0,06)% №. Сварные швы выполняли на трубосварочном стане ЗАО «ИТЗ» с комбинацией 5-4 сварочных проволок в одну сварочную ванну. Марка и химический состав сварочных проволок приводятся в таблице 1.

Таблица 1. Химический состав сварочных проволок

Марка проволоки Химический состав, мае. %

С Мп Si Мо Другие элементы

Св-08ГСМТ-0 0,08 1,09 0,52 0,24 Ti 0,08

Св-08ГНМ-0 0,05 0,68 0,22 0,93 Ni 0,66

OK Autrod 13.64-ESAB 0,07 1,24 0,28 0,50 В 0,015/Ti 0,16

Выполнение сварных соединений для исследования термических циклов проводили на трубосварочном стане наружного шва ЗАО «ИТЗ» по действующей технологии. Выполнение опытных сварных стыков из проката стали К60 при исследованиях лазерно-дуговой сварки выполняли на оборудовании Центра лазерных и сварочных технологий Санкт-Петербургского политехнического университета.

Микроструктуру стали исследовали с помощью оптической металлографии на микроскопах LEITZ и Axiovert 40 МАТ. Тонкую структуру исследовали на фольгах на просвечивающем электронном микроскопе JEOL. Измерения твердости выполняли на автоматическом двухкоординатном микротвердомере «STRUERS DURAMIN», позволяющем проводить сканирующие измерения по прямоугольной матрице 3500x3500 точек с шагом до 0,1 мм. Измерения остаточных напряжений второго рода производили на рентгеновском дифракгометре ДРОН-4 на Fe-Ka излучении посредством измерения ширины рефлексов феррита (211). В качестве реперных точек для оценки уровня внутренних напряжений

в сварном соединении использовали отражения дуплета а1 - а2 от металла, не подверженного термическому циклу сварки, и от этого же металла после воздействия одноразовой динамической холодной деформации 7 - 8 %.

Для оценки свариваемости использовали метод имитации тепловых сварочных процессов в зоне термического влияния. Анализ кинетики фазовых превращений аустенита проводили на высокотемпературном быстродействующем дилатометре, оснащенном индукционным нагревом образца, 1ЛТ)Т датчиком перемещения, аналогово-цифровым преобразователем с 10-ти битным цифровым интерфейсом передачи информации с частотой 1 кГц.

Оценку работоспособности сварных соединений проводили по результатам сериальных испытаний металла околошовной зоны (ОШЗ) на ударный изгиб и испытания на сопротивление хрупким разрушениям металла зоны термического влияния сварного соединения с оценкой температурных порогов хладноломкости, величины критического раскрытия трещины СТОБ по Британскому стандарту В87448.

В третьей главе исследованы фазовые и структурные превращения в низкоуглеродистой низколегированной трубной стали класса прочности Х80 (К65) при моделировании термических циклов сварки в широком диапазоне их изменений. Определены параметры кинетики превращения аустенита в различных температурных областях нагрева зоны термического влияния, соответствующей охлаждению труб под слоем флюса при сварке.

Проведены исследования взаимосвязи тепловых сварочных процессов с полиморфными превращениями аустенита. Исследования показали, что наиболее благоприятной структурой для повышения хладостойкости низкоуглеродистой низколегированной стали является ферритно-бейнитная структура с равномерно распределенной карбидной фазой или структура бейнита без выделения карбидной фазы по границам областей. Переход от ферритно-перлитной структуры к бейнитной при изменении скорости охлаждения при у—>а превращении от 10 до 40 °С/с позволяет понизить порог хладноломкости от минус 5 °С до минус 30 °С в стали типа К60 и К65. Микроструктура ЗТВ после охлаждения в широком интервале скоростей охлаждения должна быть достаточно однородной по морфологическим признакам. Смешанная микроструктура зернистого бейнита и выделение феррита по границам бывших аустенитных зерен снижают сопротивление хрупким разрушениям. Улучшение температурных порогов хладноломкости проявляется при наличии бейнита реечной морфологии (рисунок 1).

Рисунок 1. Характерная микроструктура низкоуглеродистого бейнита реечной морфологии

Состав сварного шва, который формировался вследствие комплексного легирования набором сварочных проволок и перемешивания при сварке с основным металлом, по результатам химического анализа аналогичен исходному металлу труб. Отличие - в наличии микролегирования шва бором (таблица 2).

Таблица 2. Химический состав основного металла трубы и сварного соединения

Химический состав по основным элементам, мае. %

С Мп 1ЧЬ V N1 Мо В

Основной металл 0,0550,060 1,651,85 0,180,32 0,0300,065 0,0270,040 0,150,23 0,150,28 -

Наплавленный металл 0,0700,075 1,571,58 0,360,38 0,0330,040 0,0210,025 0,280,32 0,220,23 0,0015

В четвертой главе приведены результаты сопротивления хрупкому разрушению металла ЗТВ в зависимости от скорости охлаждения после сварки. Исследования микроструктуры и механических свойств зоны сварных соединений позволили интерпретировать процессы, происходящие при непрерывном охлаждении аустенита в зоне сварных соединений с оценкой кинетики фазовых превращений при расшифровке дилатометрических кривых (рисунок 2). Впервые система-

тически исследованы фазовые превращения металла ЗТВ в зависимости от температуры нагрева, которые отражают градиент микроструктурной неоднородности в зоне термического влияния.

Рисунок 2. Диаграмма превращений аустенита стали К65 (Х80) в зоне термического влияния (интервал температур нагрева 1300 - 730 "С (АС1)

При исследовании микроструктуры ЗТВ реальных сварных соединений, начиная от линии сплавления, были выявлены следующие области от воздействия сварочного цикла (нагрев в интервале 1350 - 730 °С):

- интервал нагрева 1300 - 1170 °С (зона грубого зерна), характеризуется повышенной устойчивостью аустенита, превращение которого происходит по промежуточному механизму при температурах 610-530 °С с образованием бей-нитной микроструктуры;

- интервал нагрева 1150 - 900 °С (зона нормализации), в котором начало превращения аустенита повышается до 720 - 660 °С. Наряду с промежуточным типом превращения часть аустенита превращается по диффузионному механизму с образованием феррита, цементита и карбонитридных фаз;

- интервал межкритической температуры нагрева 870 - 730 °С, который характеризуется образованием аустенитно-ферритной смеси, соотношение фаз в которой определяется температурой нагрева. Температура превращения аустенита в межкритической области повышается до 680 - 750 °С с образованием фер-ритной фазы. Эффект стабилизации аустенита в зоне грубого зерна у линии сплавления нивелируется относительно низкими скоростями охлаждения, что препятствует прохождению превращения аустенита по сдвиговому механизму. Измерения микротвердости промышленных сварных соединений продольных

Температура нагрева в иже термического влияния, °С

швов не выявили значений выше 280 НУ. Метод топографирования сварного соединения на основе сканирующих измерений микротвердости по поперечному сечению ЗТВ (рисунок 3) позволил выявить зону разупрочнения на границе между зоной грубого зерна и зоной нормализации.

Рисунок 3. Значения твердости сварного соединения (по наружному шву) но 'Л толщины стенки трубы К65 толщиной 27,7 мм. Отрицательные значения от линии сплавления -металл шва. Твердость металла шва на 10-15 ед. выше, чем основного металла трубы.

Металл зоны термического влияния подвержен наибольшим структурным изменениям, что связано с ростом зерен аустенита, степени его гомогенизации и растворением легирующих элементов. Эти факторы обусловливают низкие значения показателей хладостойкости ЗТВ, что потребовало исследования микроструктуры и кинетики превращения аустенита при охлаждении от температуры 1300 °С (рисунок 4).

Исследованиями с построением ТКД на образцах металла шва показано, что композиция легирования шва обеспечивает кинетику фазовых превращений, аналогичную кинетике превращения аустенита основного металла. Бейнитная микроструктура формируется при скоростях охлаждения в интервале 5-40 °С/с. Микроструктура шва и основного металла трубы имеет существенные различия.

В металле шва отсутствует эффект роста аустенитных зерен, как это происходит в ЗТВ. Показано, что малый размер субзерен (менее 5 мкм) в микроструктуре металла шва связан с формированием литой структуры в условиях высокой скорости кристаллизации при сварочных процессах. В металле ЗТВ, напротив, наблюдается эффект роста аустенитных зерен до размеров 100-120 мкм и наличие микроструктурных составляющих (субзерен) бейнита размером в пределах 30 - 40 мкм (рисунок 5).

Время охлажасния с 1300°С, сек

Рисунок 4. Превращение аустенита в металле сварного шва и ЗТВ стали Х80 (сплошная линия - ЗТВ, пунктирная - металл шва)

Рисунок 5. Микроструктура металла шва и металла ЗТВ стали К65 (СЭМ)

Для определения оценки охрупчивания ЗТВ проведено исследование ударной вязкости, как наиболее структурно чувствительного параметра. Температурные пороги хладноломкости металла ОШЗ определяли на ударных образцах (КСУ), предварительно нагретых по термическим циклам сварки до температуры 1300 °С, охлаждаемых с различными скоростями охлаждения = 1 - 200 °С/с). Для каждой партии образцов, охлаждаемых с одинаковой скоростью, строили сериальные кривые в интервале температур испытаний от 20 до минус 60°С. Выполненная в работе оценка хладостойкости сталей методом имитации сварочных циклов сварки выявила зависимость ударной вязкости от скорости охлаждения, с максимумом в интервале скоростей охлаждения 10 — 40 °С/с (рисунок 6). Полученный интервал оптимальной скорости охлаждения, обеспечивающей максимальный уровень ударной вязкости и хладостойкости зоны термического влияния, соответствует технологии сварки с тепловложени-ями 0,8 - 2,5 кДж/мм.

Диапазон исследованных скоростей охлаждения охватывал тепловые процессы, характерные для следующих видов сварки:

- монтажная многопроходная сварка трубопроводов с выполнением сборочного шва в среде защитного газа при средних уровнях тепловложений (0,6 -1,5 кДж/мм) со скоростью охлаждения ЗТВ 30 - 100 °С/с;

ю 100

Скорость охлаждения, XV (800-500), С/с

Рисунок 6. Зависимость ударной вязкости от скорости охлаждения ЗТВ с температуры 1300 °С для стали классов прочности К60 и К65

- двухпроходная технология сварки труб под флюсом с полным проплав-лением на высоких уровнях тепловложений (2,0 - 8,0 кДж/мм) и скоростью охлаждения 6-8 °С/с;

- лазерная сварка со сверхнизким (<0,15 кДж/мм) уровнем тепловложений, скоростью охлаждения > 200 °С/с и минимальной хладостойкостью ЗТВ;

- гибридная лазерно-дуговая сварка с возможностью повышения уровня тепловложения до 0,3 — 0,5 кДж/мм за счет увеличения режимов электродуговой компоненты или диаметра присадочной проволоки и снижения скоростей охлаждения ЗТВ до интервала 150-30 °С/с.

В пятой главе описаны эксперименты по определению скорости охлаждения ЗТВ наружного шва в промышленных условиях на трубосварочном стане ЗАО «ИТЗ».

Показано, что скорость охлаждения металла ЗТВ существенно зависит от начальной температуры металла трубы в зоне сварки. Если в интервале температур 1000 - 800 °С ее значения составляют 16-23 °С/с, то в области превращения аустенита в интервале температур фазовых превращений 800 - 500 °С измеренная скорость охлаждения ЗТВ при сварке составляла 5,3 - 9,8 °С/с. При двухпро-ходной сварке тепло от предыдущего внутреннего шва трубы может существенно ухудшать надежность продольного сварного соединения. Это объясняется снижением скоростей охлаждения после завершения сварки внутренних продольных швов. Производители ТБД вынуждены выдерживать трубы после сварки внутренних швов до полного их остывания.

В шестой главе описывается расчет тепловых полей и номограмм скоростей охлаждения в зависимости от режимов сварки. Анализ промышленной многодуговой сварки под слоем флюса при трубном производстве показал, что сварку выполняют по Х-образной разделке кромок (рисунок 7), по предварительно сваренному электродуговой сваркой в среде защитного газа сборочному шву.

Рисунок 7. Последовательность заполнения Х-образной разделки продольного шва прямошовных электросварных труб большого диаметра

НТД обязывает производителя при выполнении наружного рабочего шва обеспечить проплавление сборочного шва. Обязательным условием являются также ограничения по ширине и усилению (высоте) шва. Эти ограничения зависят от толщины стенки трубы.

Несмотря на то, что технология сварки под флюсом на различных производствах имеет различия, везде применяют геометрически подобную разделку кромок листа (таблица 3), которая так же, как и режимы тепловложений, определяются толщиной стенки свариваемых труб.

При выполнении продольного шва все производители труб решают задачу с одинаковыми граничными условиями, связанными с заполнением разделки кромок и обеспечением перекрытия внутреннего шва наружным не менее 2 мм для переплавления сборочного шва и обеспечением требуемой геометрии сварного соединения (ширина и усиление шва, таблица 4).

Таблица 3. Параметры разделки кромок под сварку продольного шва труб большого диаметра

Толщина листа, мм Нижняя фаска, мм Притупление, мм Верхняя фаска, мм Нижний угол, град. Верхний угол, град. Угол притупления, град.

Т В С А а, а2 аз

23,0 8,5 7 7,5 40 37,5 3

27,7 10,0 9 8,7 35 35 3

33,4 12,4 11 10,0 30 35 3

Таблица 4. Геометрические характеристики формы наружного шва при сварке рабочих швов труб большого диаметра

Анализ технологии сварки, применяемой в ЗАО «ИТЗ» (рисунок 8) при выполнении рабочих швов выпускаемой продукции, позволил сделать вывод о том, что существует однозначная взаимосвязь между тепловложением и толщиной стенки трубы при выполнении как внутреннего, так и наружного швов. Зависимости применяемых тепловложений от толщины стенки трубы носят линейный характер для обоих швов (см. рисунок 8) и описываются выражениями:

Е = 1,98 5 +4,0

II 7 "

(1)

£в = 1,92 6 - 0,5

(2),

где: Ен, Еа — тепловложения (кДж/см) соответственно для наружного и внутреннего швов, 6 - толщина стенки трубы (мм). Коэффициенты корреляции для обоих уравнений не ниже 0,99.

90

(Ч 01 5

II § *

ч

Е

О

н

Наружный шов

Е = 1,98 8 + 4,0

20

Внутренний шов

Е = 1,92 8-0,5

10

10 20 30 40 50

Толщина стенки трубы, 8, мм

Рисунок 8. Зависимость тепловложений от толщины стенки труб при сварке продольных швов труб большого диаметра в ЗАО «ИТЗ»

Аналогичные результаты были получены и при анализе режимов сварки на других производствах электросварных прямошовных труб.

Из этого следует, что при существующей технологии промышленной сварки ТБД и требованиях нормативно-технической документации по сварке продольного шва труб большого диаметра тезис о возможности снижения погонной энергии противоречит результатам, представленным на рисунке 8, и неосуществим на практике, поскольку величина погонной энергии определяется количеством расплавляемого в единицу времени металла, необходимого для заполнения разделки и формирования требуемой геометрии шва.

Для расчетов использовали теорию тепловых процессов Рыкалина при сварке, основанную на решении уравнения теплопроводности, что позволило рассчитывать значения параметров термического цикла сварки на основании обобщений полученных результатов.

В качестве базового параметра был взят общепринятый в сварке параметр -значение скорости охлаждения 1¥т, в интервале температур 800 - 500 °С.

Определяющие параметры сварочного процесса - скорость охлаждения и погонная энергия связаны зависимостью, которую определяли как расчётным путём, так и экспериментальными методами. Варианты решения уравнения теплопроводности в зависимости от мощности источника и массы свариваемых деталей разделили на два варианта:

- для маломощного сосредоточенного источника тепла (пространственное тепловое поле) применительно к сварке с малыми значениями тепловложений (менее 2 кДж/мм) описывается выражением:

ИЪ/5 = Кг

(800 - Т0)3 - (500 - Т0)э

(3)

- для мощного источника тепла (двумерное тепловое поле) применительно к сварке листов с большими уровнями тепловложений (более 3 кДж/мм).

На рисунке 9 приведены зависимости скорости охлаждения метала ЗТВ при различных видах сварки от величины тепловложения и температуры предварительного подогрева соединяемых стыков. Зависимости получены с использованием уравнения (3), применяемого для расчета пространственного теплового поля.

1000

и

и

Многодуговая сварка под слоем флюса

Пространственное тепловое поле

Двумерное тепловое поле

5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 Тепловложение Е, кД ж/см

Рисунок 9. Зависимость скорости охлаждения ЗТВ при различных видах сварки с разными уровнями тепловложений

Решение двумерной тепловой задачи для сварки с большим уровнем тепловложений позволило получить два следующих выражения:

^8МДКС = К2

(800 - Т0)4 - (500 - Г0)4

т

(4)

ЩТ = Кз

(800 - Г0)4 - (500 — Т0У

Е2/5

(5)

где: То - температура предварительного подогрева в °С, <5 - толщина свариваемого металла, мм; Кг К2 К}-коэффициенты; Е-погонная энергия (Е = Ш/у), где V - скорость движения теплового источника.

Отличие выражений (4) и (5) от выражения (3) заключается в том, что при сварке с малыми тепловложениями (до 2 кДж/мм) скорость охлаждения ЗТВ не зависит от толщины свариваемого металла, а для сварки с большими тепловложениями (более 3 кДж/мм) скорость охлаждения ЗТВ растёт при увеличении толщины свариваемого металла.

Таким образом, первое из них описывает скорость охлаждения ЗТВ в области корневой части шва, а второе - в области ЗТВ, расположенной примерно по середине высоты наружного шва, что обусловлено более высокой скоростью охлаждения в первом случае и подтверждается различиями ширины ЗТВ по высоте шва. Выражение (5) было разработано на основе анализа морфологии зоны сварного соединения. Анализ количественных параметров максимальной протяженности ЗТВ Амакс, соответствующей середине высоты наружного шва и протяженности ЗТВ в области корневой части шва А показал, что параметр Амзкс прямо пропорционален уровню тепловложений Е, в то время как Амин практически не него зависит (рисунок 10).

• •

Л.анс=0,79 £+0,90

\ •

• • •V - ■ « л 5 Е+1,

«: • ^ м

ПГ1 -О 8э° оО г, с: о о о 1 ___о о

О ос | о о о о

ОТ)

20 30 40 50 60 70 80 90

Тепловложение, £, кДж/см

Рисунок 10. Зависимость максимальной и минимальной ширины зоны термического влияния наружного шва от уровня тепловложений при его сварке

Проведенный анализ многоэлектродной сварки и эксперименты по измерению скорости охлаждения ОШЗ в промышленных условиях, а также расчет по адаптированному к условиям производства выражению (4) показали, что реальная скорость охлаждения сварного соединения IV в области Уг высоты наружного шва не превышает 6 и 8 °С/с для толщин 33,4 и 27,7 мм соответственно. Данные значения легли в основу определения коэффициентов К2кК}ъ выражениях (■4) и (5).

На рисунке 11 представлены полученные с использованием выражений (4) и (5) зависимости скорости охлаждения IV от уровня тепловложения листов различной толщины. В реальных условиях при сварке труб с различной толщиной стенки условие обеспечения проплавления (формирования требуемой геометрии шва) обусловливает примерно одинаковую скорость охлаждения ЗТВ в корневой области и в верхней части шва, не зависящую от толщины стенки трубы. Для области Уг высоты наружного шва скорости охлаждения ЗТВ ниже, причем по мере уменьшения стенки трубы скорость охлаждения наиболее проблематичной зоны растет.

Скорость охлаждения ЗТВ при выполнении продольного шва электросварных труб большого диаметра не является оптимальной, что и обусловливает разницу в хладостойкости основного металла трубы и ЗТВ.

ы 16

и

с. 14

¿,2 ЕС 5

5 ю

? •

2 8

и

о

й 6 и •

о 14 У 2

1/2 высоты наружного шва, 20° С

V , \ 1 ч\\

□Ю * \ \ \

■ Лй

\ 'т \ \ ■

□1 г

• - Л'.

30 40 50 60 70 80 Тепловложение Е, кДж/м'м

90

Корень шва; 20° С

16

о

и 14

ъ

а? 12

ее

5 X 10

о

03 8

о ■г 6

!-

О О. 4

■Л

и 2

\ V

1 20 Г^т 1 [ 40 |-

\ N N

_[Т \ \ 4 . * 4 ч

\

N .

30 40 50 60 70 80 90 Тепловложение /-. кДж/мм

а б

Рисунок 11. Зависимость скорости охлаждения ЗТВ №я/5 от тепловложения Е в области корня (а) и Уг высоты наружного шва (б) при сварке наружного шва многоэлектродной сваркой под флюсом, труб с толщиной стенок: 20/25/30/35/40 мм и температурой перед сваркой 20°С. Точка пересечения кривой 1 и кривой для толщины стенки соответствует расчетному тепловложению, полученному по выражению (1)

В седьмой главе представлены результаты работы по изготовлению и испытаниям опытных и опытно-промышленных партий труб из стали К65, экспериментальных образцов сварных соединений и измерений внутренних напряжений второго рода.

В ЗАО «Ижорский трубный завод» впервые в России было налажено и освоено производство труб диам. 1420 мм с толщиной стенки 23/27,7/ 33,4 мм из стали категории прочности К65 по оптимальным режимам сварки, указанным в таблице 5.

Все испытания и исследования труб выполнены на соответствие требованиям ОАО «Газпром». Разработана НТД с требованиями к металлу проката по реализации проекта «Бованенково - Ухта».

Также выполнены исследования экспериментальных сварных соединений, полученных с применением пониженных значений тепловложения (2,5 -3,0 кДж/мм) с использованием лазерной и дуговой сварочной техники.

Таблица 5. Промышленные режимы сварки высокопрочных труб диам. 1420 мм с толщиной стенки 23/27,7/ 33,4 мм для проекта «Бованенково - Ухта».

Толщина стенки, мм Режим сварки наружного шва труб К65 диам. 1420 Электрод

1 2 3 4 5

23,2 ток на электроде , А 1150 900 800 750 650

27,7 1350 1100 900 800 750

33,4 1400 1100 1000 850 800

23,2 Напряжение, V 32 34 37 39 40

27,7 32 34 37 39 41

33,4 32 34 37 39 41

23,2 Скорость сварки, см/мин 200

27,7 195

33,4 165

23,2 Тепловложение, КДж/см 45,7

27,7 54,1

33,4 67,3

При данном тепловложении для толщины свариваемых листов расчетная скорость охлаждения ЗТВ составила 20-30 °С/с. Макроструктура экспериментального сварного соединения приведена на рисунке 12.

Рисунок 12. Экспериментальное сварное соединение пластин толщиной 26 мм, выполненное методом гибридной сварки: я-сборочный шов выполненный лазерно-дуговой сваркой; б - облицовочные швы, выполненные многодуговой сваркой под флюсом

По результатам исследований показана реальная возможность достижения высокого уровня вязких свойств ЗТВ, что позволяет комбинированная лазерно-ду-говая технология сварки, заменяющая выполнение сборочного шва с выполнением последующих облицовочных швов, наружного и внутреннего, двухпроходной сваркой под слоем флюса при пониженном уровне тепловложений. Данный технологический приём обеспечивает повышение скоростей охлаждения металла ЗТВ до уровня 20-30 °С/с. Повторный нагрев зоны лазерно-дуговой сварки при выполнении облицовочных швов нивелирует напряжения 2-го рода корневого лазерно-дугового сварного соединения.

Данные исследования позволили определить особенности локализации внутренних напряжений в сварных соединениях, которые получены при промышленной технологии сварки и по опытным режимам с использованием лазер-но-дуговой сварки.

а

б

В работе выяснено, что внутренние напряжения второго рода наблюдаются в материале шва и практически отсутствуют в ЗТВ для всех исследованных видов сварки. Измеренный уровень внутренних напряжений в металле шва, полученного лазерно-дуговой сваркой, оказался примерно вдвое выше, чем при использовании больших тепловложений и сопоставим с воздействием на металл холодной динамической деформации величиной 5 - 7%.

В работе показано, что уровень внутренних напряжений второго рода в металле шва пропорционален различию твердости ЗТВ и металла шва.

Предложена оптимальная технологическая схема сочетания комбинированной сварки с применением лазерных источников. При этом на практике доказано снижение уровня тепловложений по сравнению с традиционной двухпроходной сваркой более чем в два раза.

Рекомендованная технология предусматривает сварку в три стадии:

- выполнение корневого шва методом гибридной лазерно-дуговой сварки;

- выполнение внутреннего шва сваркой под флюсом при тепловложении 3-4 кДж/мм;

- выполнение наружного шва сваркой под флюсом при тепловложении также 3 — 4 кДж/мм.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1. Исследованы особенности фазовых превращений аустенита в зоне термического влияния в реальных условиях тепловых сварочных процессов. Экспериментально установлено влияние комплексного микролегирования сталей ванадием, молибденом и ниобием, влияние добавок никеля и хрома на тем-пературно-временные параметры протекания диффузионных превращений с образованием структурно свободного феррита, цементита, карбонитридных фаз с образованием перлитных колоний в микроструктуре, промежуточных превращений с образованием бейнита и превращения аустенита по бездиффузионному механизму с образованием мартенсита.

2. Определены параметры кинетики превращения аустенита в различных температурных областях нагрева зоны термического влияния, соответствующей охлаждению при сварке труб под слоем флюса:

- область нагрева до температур 1300 - 1150 °С характеризуется повышенной устойчивостью аустенита, превращение происходит в температурном интервале 640 - 5400 С с образованием бейнитной микроструктуры;

- область нагрева в интервале 1050-950°С - температура начала превращения повышается от 660 до 720 °С, при этом наряду с бейнитом формируется ферритная фаза, цементит и карбонитридные фазы (если данная композиция стали включает V и Мо);

- область нагрева в интервале 950 - 890 °С (Асз) - температура превращения аустенита повышается до 760 °С, при этом образуется только ферритная фаза содержащая цементит или карбонитриды;

- область нагрева в интервале межкритических температур 730- 870 °С, в котором формируется феррит из аустенита и исходного феррита.

3. Кинетика превращения аустенита в феррит в ЗТВ ограничивается скоростью охлаждения 2-3 °С/с. Феррит образуется в температурном интервале 720 - 620 °С. Образование цементита заторможено, что связано с образованием карбонитридных фаз (V — Мо — N1)). Мартенситные превращения происходят в температурном интервале 490 — 320 °С, критическая скорость частичной закалки превышает 250 °С/с

4. Разработана методика определения скоростей охлаждения ЗТВ и осуществлены замеры в реальных заводских условиях сварки продольного шва труб большого диаметра в ЗАО «ИТЗ». Отработана методика расчёта тепловых полей при сварке, по расчетным уравнениям получены зависимости влияния погонной энергии на параметры охлаждения при сварке, а также в зависимости от температуры металла перед сваркой. Представлены диаграммы изменения параметров охлаждения сварного соединения при сварке труб с толщиной стенки до 40 мм.

5. Проведены исследования свариваемости с оценкой сопротивления хрупкому разрушению ЗТВ. Определены условия возникновения напряжений 2-го рода с учетом микрострукгурных изменений для различных сварочных технологий, включающих сочетание комбинированной сварки под флюсом и гибридной лазер-но-дуговой сварки.

6. Разработана схема комбинированной сварки труб и рекомендации по применению вариантов лазерной-дуговой сварки в заводских условиях производства толстостенных труб. На пластинах толщиной 26 мм комбинированной сваркой выполнены опытные сварные соединения, проведена оценка распределения твердости по всему сварному соединению.

7. В ЗАО «Ижорский трубный завод» в соответствии с разработанными техническими условиями ТУ 1381-011-47966425-2008 «Трубы стальные электросварные прямошовные наружным диаметром 1420 мм класса прочности К65 для магистральных газопроводов на рабочее давление 11,8 МПа» под освоение проекта «Бованенково — Ухта» изготовлено более 100 тыс.т труб. С положительным результатом проведены натурные испытания труб в соответствии с требованиями ОАО «Газпром».

Основное содержание работы изложено в следующих публикациях:

1. Frantov I.I., Velichko A. A., Bortsov A.N., Utkin I.Yu. Weldability of Niobium-Containing High-Strength Steel for Pipelines // Welding Journal. USA, January 2014, V. 93, No 1. P. 23-29.

2. Шабалов И.П., Франтов И.И., Величко A.A., Борцов A.H. и др. Критерии свариваемости и нормативные требования по оценке надежности труб для магистральных трубопроводов из высокопрочных трубных сталей. // Материалы отраслевого совещания «Состояние и основные направления развития сварочного производства ОАО «Газпром». М.:000 «Газпром экспо». С.82-89.

3. Шабалов И.П., Величко А.А. Особенности многоэлектродной сварки под слоем флюса при производстве высокопрочных толстостенных труб // Металлург. 2013. №4. С.69-76.

4. Величко А. А., Борцов А. Н., Шабалов И.П. Франтов И.И., Уткин И.Ю. Взаимосвязь тепловых процессов с морфологией сварных соединений и перспективные виды сварки применительно к толстостенным электросварным трубам // Металлург. 2014. №3. С.72-77.

5. Величко А. А., Орлов В. В., Пазилова У. А., Сулягин Р. В., Хлусова Е.И. Оптимизация структуры и свойств зоны термического влияния сварных соединений высокопрочных трубных сталей // Сварочное производство. 2014. № 9. С. 8-13.

Подписано в печать 15.01.15. Формат 60x84 1/16 Бумага офсетная. Усл. печ. л. 1,0. Тираж 100 экз. Заказ № 9 Отпечатано в ООО «Металлургиздат» 105005, г. Москва, ул. Радио, 23/9, стр.2.