Диссертация (1025479), страница 14
Текст из файла (страница 14)
Толькосопоставление эквивалента углерода, определенного по какой-либо изпредставленных зависимостей, с параметрами термического цикла (например,скоростями охлаждения w8-5), обеспеченными режимами принятых процессов122сварки, при которых достигается требуемое значение выбранных показателей,механических свойств или структурного состава позволяет оценить реакциювыбранной группы сталей на термический цикл сварки.По данным экспериментов, представленных в разделе 3, были определеныкритические величины скоростей охлаждения для исследованных сталей классовпрочности К60 – К70, при которых в металле ЗТВ сварных соединенийдостигались значения твердости 350 и 325 НV.
По значениям эквивалентауглерода, рассчитанного по предложенной зависимости (5.11), были построеныграфики, представленные на Рис. 5.4.а)б)Рис. 5.4. Зависимости критической скорости охлаждения w8-5 и предельнодопустимого значения эквивалента углерода высокопрочных сталей,обеспечивающих получение максимальных регламентированных значенийтвердости: а) 350 HV10 и б) 325 HV10 металла ОШУ ЗТВ123Используя полученные графики можно оценить предельные значенияэквивалента углерода, которые могут быть рекомендованы для высокопрочныхтрубных сталей, исходя из фактических скоростей охлаждения, обеспечиваемыхв ОШУ ЗТВ сварных соединений при выбранном способе сварки. Так, еслифактическаяскоростьохлажденияприсваркесоставляет50 0С/с,амаксимальный регламентированный уровень твердости должен быть не выше350 HV, то согласно графикам на Рис.
5.4 предельное значение эквивалентауглерода, определенное по предложенной зависимости должно быть не более0,46%. Увеличение фактической скорости охлаждения металла ОШУ ЗТВ до 70°С/с приведет к необходимости ужесточения требований к углеродномуэквиваленту до 0,41%. Вместе с тем, регламентация в нормативных документахмаксимальной твердости на уровне 325 HV также приведет к необходимостипонижения предельно допустимого значения эквивалента углерода до 0,43% прискорости охлаждения при сварке 50 °С/с.Таким образом, если в процессе сварки скорость охлаждения может бытьснижена, то диапазон критических значений Сэкв может быть расширен и следуетожидать формирования сварного соединения с заданными свойствами иотсутствием холодных трещин.Наосновепредложенногоподходабыларазработанаметодикаопределения критического значения эквивалента углерода, заключающаяся вследующем:1.
Расчетфактическогозначенияэквивалентауглеродадлярассматриваемой стали (Сэквфакт) по следующей зависимости:С эквфактСMn Cr Mo Ni Cu Zr Ti Nb V85154(5.12)2. Определение погонной энергии (q, кДж/мм) применяемого процессасварки по выражению:qгде: I – сила тока, кА;I U,v(5.13)124U – напряжение дуги, В;v – скорость сварки, мм/с.3. Определениедиапазонфактическихскоростейохлаждения,обеспечиваемых в ОШУ ЗТВ при выбранной технологии сварки на полученныхзначениях погонной энергии по замерам термических циклов в процессе сваркипри аттестационных испытаниях технологии или расчетным путем.
Дляориентировочных расчетов также можно использовать графики, представленныена Рис. 5.5.а)б)Рис. 5.5. Графики изменения скорости охлаждения (w800-500) металла ОШУ ЗТВв зависимости от погонной энергии сварки, толщины стенки трубы итемпературы подогрева125в)г)Продолжение Рис. 5.5. Графики изменения скорости охлаждения (w800-500)металла ОШУ ЗТВ в зависимости от погонной энергии сварки, толщины стенкитрубы и температуры подогрева4. Определение критического значения эквивалента углерода (Сэквкр) сиспользованием полученного значения скорости охлаждения металла ОШУ ЗТВпо графикам для определения допустимого нормативного значения твердости(Рис. 5.4).5.
Сравнениефактическогозначенияэквивалентарассматриваемой стали (Сэквфакт) с полученным значением Сэквкр.углерода1266. Принятие решения о возможности применения выбранной технологии ирежимов сварки для рассматриваемых сталей или необходимости ихкорректировки в целях снижения скорости охлаждения металла ОШУ ЗТВ.Выводы по Главе 51.На основе выполненных исследований, по влиянию легирующихэлементов на изменение прочностных характеристик сталей для труб классапрочности К65 и К70, обоснована необходимость использования значенийкоэффициентов при марганце равное 8 и сильных карбидообразующихэлементах (титан, ниобий, ванадий) равное 4.2.Предложена уточненная зависимость для расчета эквивалента углеродавысокопрочных трубных сталей класса прочности К65 и К70, учитывающаяснижение роли марганца при низком содержании углерода и влияние сильныхкарбидообразующих элементов.3.
Предложена методика определения критического эквивалента углеродасталей для труб классов прочности К65 и К70 на основе анализа их склонностик образованию холодных трещин при сварке и разработан одноименный РГазпром.127ОБЩИЕ ВЫВОДЫИсследования, выполненные в работе, позволили сделать следующиеосновные выводы:1. Анализ долевого участия легирующих элементов в формированиизначения эквивалента углерода показывает, что в сталях для труб классовпрочности К65 и К70 по мере прироста значения эквивалента углероданаблюдаетсятенденцияпоснижениюдолевогоучастияуглеродавформировании значения эквивалента углерода по сравнению с другимилегирующими элементами.2. При легировании сталей сильными карбидообразующими элементаминеобходимо учитывать тот факт, что на процесс образования закалочныхструктур при сварке влияет содержание углерода, оставшегося в аустените послеобразования специальных карбидных фаз.3.
Вмалоуглеродистыхмикролегированныхсильнымикарбидообразующими элементами сталях с содержанием углерода менее 0,05%количество углерода в аустените по отношению к его содержанию в химическомсоставе стали может снижаться до 2 раз. В этом случае образование закалочныхструктур при распаде аустенита в процессе сварки вызовет уменьшение степенитетрагональности решетки мартенсита, снижение уровня микронапряжений исклонности к образованию холодных трещин.4. Выполненные исследования по оценке реакции на термический циклсваркималоуглеродистых,микролегированныхсильнымикарбидообразующими элементами высокопрочных сталей с эквивалентомуглерода Сэкв (МИС) от 0,35% до 0,54% показали возможность обеспечениякомплекса механических характеристик – твердости и ударной вязкости науровне нормативных значений в зоне термического влияния при способахсварки, используемых при строительстве магистральных газопроводов.5.
На основе экспериментальной оценки реакции малоуглеродистыхмикролегированных сильными карбидообразующими элементами сталей для128труб класса прочности К65 и К70 на термический цикл сварки и их склонностик образованию холодных трещин при сварке показана возможность увеличенияэквивалента углерода относительно нормативных значений, принятых длятрадиционных низколегированных сталей.6.
Показано, что в зависимостях для определения эквивалента углеродасталей для оценки твердости ОШУ ЗТВ труб классов прочности К65 и К70необходимо использовать значения коэффициента эквивалентности длямарганца равное 8, а для ниобия, титана и ванадия равное 4.7. Показано, что определение критического значения эквивалента углеродаСэкв (МИС) при оценке склонности сталей для труб классов прочности К65 и К70к образованию холодных трещин необходимо проводить на основе взаимосвязизначений эквивалента углерода, содержания углерода в стали с параметрамитермическогоцикласварки(например,скоростямиохлажденияw8-5),обеспеченными режимами принятых процессов сварки, при которых достигаетсяпредельное значение выбранных показателей (фазового состава структуры,твердости).8.
Результаты выполненной работы явились основанием для созданияметодики определения критического эквивалента углерода сталей для трубклассов прочности К65 и К70 на основе анализа их склонности к образованиюхолодных трещин при сварке, которая нашла отражение в Р Газпром 2-2.3-9922015.129ЛИТЕРАТУРА1. Современное состояние и перспективы технологии производствагазонефтепроводных труб большого диаметра для трубопроводов на давление до9,8 Мпа / В.И.
Столяров [и др.] // Нефтегазовая вертикаль. 2006. № 13. С. 34-37.2. СТО Газпром 2-4.1-713-2013. Технические требования к трубам исоединительным деталям. М.: Газпром экспо, 2013. 154 с.3. Высокопрочные стали для магистральных трубопроводов / В.В. Рыбин[и др.] // Вопросы материаловедения. 2009. № 3. С. 127-137.4. Конструкционные материалы будущего / Г.А. Филлипов [и др.] // Сталь.2004. № 8. С.
69-78.5. Филлипов Г.А., Ливанов О.В., Дмитриев В.Ф. Деградация свойствметаллов при длительной эксплуатации магистральных трубопроводов // Сталь.2003. № 2. С. 84-87.6. Арабей А.Б., Кношински З.А. Коррозионное растрескивание поднапряжением труб магистральных газопроводов: Атлас. М.: Наука, 2006. 105 с.7. Макаров Э.Л., Якушин Б.Ф. Теория свариваемости сталей и сплавов.М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э.Баумана, 2014. 487 с.8.
Хулка К., Александров С. Перспективные трубные стали длягазопроводов // Металлург. 2006. № 3. С. 52-55.9. Русакова В.В., Лобанова Т.П. Перспективы применения высокопрочныхтруб категории прочности К65 (Х80) для проектов дальнего транспорта газа //Наука и техника в газовой промышленности. 2009. № 1.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
