Исследование свариваемости и разработка технологии сварки высокопрочных трубных сталей в условиях Крайнего Севера

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

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

Намечается строительство газопровода «Сахалин — ХабаровскВладивосток».

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

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

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

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

Выводы по главе 2.

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

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

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

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

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

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

ГЛАВА 3. ИЗУЧЕНИЕ ВОЗМОЖНОСТИ ОБЕСПЕЧЕНИЯ РАЦИОНАЛЬНЫХ.

СКОРОСТЕЙ ОХЛАЖДЕНИЯ ПРИ ПРИНЯТЫХ ТЕХНОЛОГИЯХ ЭЛЕКТРОДУГОВОЙ СВАРКИ КОЛЬЦЕВЫХ СТЫКОВ ТРУБОПРОВОДОВ.

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

Основными способами сварки кольцевых стыков трубопроводов с указанными параметрами являются:

— ручная дуговая сварка для неповоротных стыков трубопроводов;

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

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

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

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

Дж/(см *К), плотность (р

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

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

Т = Т0 +АТП +АТ! +. +ДТП.

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

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

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

А Тп =.

ТП~Т0) ф.

— ф.

Г у х — Ь.

4ао1) {-/¿-ш.

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

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

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

4яЯ/ ,.

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

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

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

7 = 1.

4 пХ Ь. ги.

4 М,.

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

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

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

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

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

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

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

— вида разделки кромок и схемы сборки стыка;

— диапазона допустимых значений режимов сварки;

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

При расчете учитывались и определялись следующие параметры:

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

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

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

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

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