Размещено на http://www.allbest.ru/

1

1. Теоретическая часть

1.1 Потребности в трубном металле

Конъюнктура российского трубного рынка определяется тремя основными факторами:

- инвестиционной активностью нефтегазовых компаний;

- физическим состоянием действующих трубопроводных систем;

- ростом российской экономики в целом.

Первый фактор. Инвестиционная активность нефтегазовых компаний в основном зависит от ситуации на мировом нефтяном рынке. При стабилизации цен на нефть деловая активность российских компаний в 2002 году находилась на достаточно высоком уровне. Это вызвано тем, что в связи с истощением старых месторождений нефти и газа перед российским топливно-энергетическим комплексом остро встала проблема освоения новых нефтегазоносных провинций и развития их инфраструктуры, в первую очередь трубопроводной.

В 2002 г. правительство России совместно с нефтяными компаниями планировало нарастить добычу нефти на 2-3 % до 350-355 млн. тонн для удовлетворения растущего внутреннего спроса, прежде всего, для нефтехимической отрасли. Стимулируя деловую активность нефтяных компаний, Правительство России также развивает сотрудничество в сфере экспорта нефти со странами Азиатско-Тихоокенского региона. С Китаем уже достигнуты соответствующие договоренности на межправительственном уровне о строительстве магистральных трубопроводов из России. Ведутся переговоры об экспорте нефти в Корею и Японию.

Второй фактор. Физическое состояние трубопроводных систем России. Сегодня у нас есть возможность говорить о значительных объемах отложенного спроса на трубы для ремонтно-эксплуатационных нужд. Этот спрос, по оценкам специалистов, будет реализовываться в ближайшее время.

При нормативном сроке эксплуатации трубопроводов в России 33 года, средний возраст газопроводов - 22 года, а доля отслуживших более 30 лет составляет 16 %, то есть около 8 млн. т.

Третий фактор. Устойчивые тенденции роста российской экономики в целом позволяют говорить о благоприятных перспективах спроса на трубную продукцию, который связан не только с топливной промышленностью, но и другими отраслями.

Признавая приоритетным направлением развития машиностроение, Правительство предполагает поддерживать устойчивое развитие ТЭК - основного потребителя труб большого диаметра, нефтегазопроводных, обсадных.

К 2010 г. внутреннее потребление топливно-энергетических ресурсов, по оценке Правительства, возрастет на 9 %. Добыча газа для увеличения экспорта должна вырасти на 19 %; нефти, в основном, для внутреннего рынка - на 10 %; твердых энергоносителей - на 28 %. Производство электроэнергии в этот период увеличится на 33 %.

Перечисленные выше факторы развития спроса, с одной стороны, и реальные возможности производителей, с другой, обуславливают необходимость расширения сортамента продукции, модернизации производства на российских трубных предприятиях.

Объявленная в декабре 2002 года потребность Газпрома в трубах диаметром 1420 мм оказалась всего только 220-240 тыс. т в год в течение последних пяти лет (из них примерно 120 тыс. т требуются для третьей нитки трубопровода Заполярное - Уренгой, около 110 тыс. т - в целом для уренгойского промузла). Впрочем, нельзя забывать, что потребность - величина переменная: ни планы новых газопроводов никуда не делись (около трети этих газопроводов составляют трубы диаметром 1420 мм), ни необходимость в ремонте старых не исчезла. Нормативный срок службы труб составляет около 33 лет, фактически же 50 тыс. км труб служит в России более 20 лет, 40 тыс. км - более 30 лет и уже выработали свой ресурс, а 3,7 тыс. км труб вообще прослужили более 40 лет и являются фактором повышенного риска. Строительство, реконструкция и поддержание в рабочем состоянии магистральных газопроводов Россия-Европа и Россия-Азия станет важной задачей ближайших десятилетий /2/.

Большое значение для магистральных трубопроводов имеет защита от коррозии. Качество защитных покрытий зависит в первую очередь от условий, в которых ведут обработку изделий. У нас в стране традиционно эту операцию делали на трассе, используя наиболее простые и дешёвые битумные покрытия, позже - плёночные, которые рассчитаны всего на 10-15 лет службы. Теперь трубопроводы в массовом порядке начали выходить из строя.

В настоящее время требуются трубы большого диаметра с толщиной стенки до 40 мм, длиной до 18 м, изготовленные из листа повышенной прочности, полученного методом контролируемой прокатки, с использованием прессового способа формовки, с антикоррозионным наружным и внутренним гладкосным покрытием, нанесённым в заводских условиях. Такие трубы способны выдержать давление в трубопроводе 15-20 МПа (150-200 атм). Повышение рабочего давления даёт возможность увеличить пропускную способность трубопроводов, уменьшить количество трубопроводных "ниток", сэкономить средства на транспортировке труб. Трубы длиной 18 м позволяют значительно сократить затраты при монтаже трубопровода в полевых условиях (по данным на 2000 г.):

длина трубы, м ………………………………………………….. 18 12

число сварных стыков на участке длиной 1000 км ……. 55555 83333

увеличение числа стыков для 12-м трубы ………………………… 27778

себестоимость соединения одного стыка

трубопровода диаметром 1420 мм, тыс. руб. ………………………. 228

экономия средств, при монтаже трубопровода

длиной 1000 км из 18-м труб, млн. руб. ……………………………. 6342

В таблице 1 представлены качественные характеристики труб большого диаметра.

Таблица 1 - Качественные характеристики труб большого диаметра основных отечественных и зарубежных производителей и требования к качеству труб со стороны ОАО "Газпром"/3/

Трубопроводный проект	Длина трубопровода, км	Число ниток	Диаметр трубы, мм	Масса 1 км трубы	Срок ввода, г.	Общая длина ниток, км	Потребность в трубах, т
Торжок-Несвиж	530	1	1420	1056	2001	530	559680
Голубой поток	1213	1	1020	1056	2002	1213	1280928
Тула-Торжок	540	2	1420	1056	2003 - 2005	1080	1140480
Торжок-Кобрин-Словакия	1600	1	1420	1056	2004	1600	1689600
Заполярное-Уренгой-1	200	3	1420	1056	2001 - 2009	600	633600
Штокман-Териберка	563	4	1067	667	2008 - 2010	2252	1502084
Териберка-Волхов	1356	2	1420	1056	2008 - 2010	2730	2882880
Балтийский трубопровод	1600	1	1420	1056	2010	1600	1689600
Средняя Азия-Александров Гай	1750	1	1420	1056	2006	1750	1848000
Бованенково-Люнгюган	900	5	1420	1056	2011 - 2016	4500	4752000
Аваньев-Измаил-Турция	880	1	1220	778	2013	880	684640

В зависимости от марки стали, из которой изготовлена труба, меняется толщина стенки трубы и её вес, что немаловажно при её транспортировке и монтаже трубопроводов.

Расчёты толщины стенки и массы 18 м трубы для различных марок сталей и диаметров трубопроводов.

Исходные данные для расчёта представлены в таблице 2.

Таблица 2 - Исходные данные

Марка стали	В, МПа
07Г2ФБ	549
10Г2ФБ	588
13ГС	509

Расчёт толщины стенки по пределу прочности, предложенный ВНИИСТ.

, (1)

где S₀ - номинальная толщина стенки трубы, мм;

Р - рабочее давление в трубопроводе, кгс/см²;

D_вн - внутренний диаметр трубы, мм;

_В - временное сопротивление материала трубы, кгс/см²;

n - коэффициент перегрузки рабочего давления в трубопроводе (n = 1,15 для газо- и нефтепроводов);

k₁ - коэффициент однородности труб (k₁ = 0,85 для низколегированных сталей);

k₂ - коэффициент однородности стали при разрыве (k₂ = 0,8 для низколегированных сталей);

m - коэффициент условий работы трубопроводов равный для участков газо- и нефтепроводов III, IV категорий - 0,9; для I, II категорий - 0,75.

Расчёт площади трубы.

S_трубы = S₂ - S₁ = (2)

где S₂ - площадь внешней поверхности трубы, мм²;

S₁ - площадь внутренней поверхности трубы, мм²;

D_внеш - внешний диаметр трубы, мм;

D_внутр - внутренний диаметр трубы, мм.

Расчёт массы трубы.

M_трубы = 8 (3)

где - плотность металла, г/см³;

V - объём металла, м³.

Р = 7,5 МПа = 75 атм = 77,475 кгс/см²

07Г2ФБ (_В = 549 МПа = 5598,16 кгс/см²)

S₀ =

Результат расчёта представлен в таблице 3.

Таблица 3 - Масса трубы в зависимости от диаметра (сталь 07Г2ФБ, Р = 7,5 МПа)

Внутренний диаметр Dвнутр, мм	Толщина стенки трубы S0, мм	Внешний диаметр трубы Dвнешн=Dвнутр+2S0, мм	Площадь трубы Sтрубы, мм	Масса трубы Mтрубы, кг
620	9,67	639,34	19119,17	2684,33
820	12,79	845,59	33457,66	4697,46
1020	15,92	1051,83	51768,81	7268,34
1220	19,04	1258,07	74060,65	10398,12
1420	22,16	1464,31	100333,2	14086,78

10Г2ФБ (_В = 588 МПа = 5995,84 кгс/см²)

S₀ =

Результат расчёта представлен в таблице 4.

Таблица 4 - Масса трубы в зависимости от диаметра (сталь 10Г2ФБ, Р = 7,5 МПа)

Внутренний диаметр Dвнутр, мм	Толщина стенки трубы S0, мм	Внешний диаметр трубы Dвнешн=Dвнутр+2S0, мм	Площадь трубы Sтрубы, мм	Масса трубы Mтрубы, кг
1	2	3	4	5
620	9,06	638,13	17903,43	2513,64
820	11,95	843,89	31206,7	4381,42
1020	14,86	1049,72	48285,91	6779,34
1220	17,77	1255,55	69078	9698,55
1420	20,69	1461,37	93582,96	13139,05

13ГC (_В = 509 МПа = 5190,28 кгс/см²)

S₀ =

Результат расчёта представлен в таблице 5.

Таблица 5 - Масса трубы в зависимости от диаметра (сталь 13ГС, Р = 7,5 МПа)

Внутренний диаметр Dвнутр, мм	Толщина стенки трубы S0, мм	Внешний диаметр трубы Dвнешн=Dвнутр+2S0, мм	Площадь трубы Sтрубы, мм	Масса трубы Mтрубы, кг
620	10,47	640,94	20728,39	2910,27
820	13,80	847,60	36130,51	5072,72
1020	17,17	1054,33	55904,5	7848,99
1220	20,53	1261,06	79977,18	11228,80
1420	23,90	1467,80	108348,6	15212,14

Р = 10 МПа =100 атм = 103,3 кгс/см²

07Г2ФБ (_В = 549 МПа = 5598,16 кгс/см²)

S₀ =

Результат расчёта представлен в таблице 6.

Таблица 6 - Масса трубы в зависимости от диаметра (сталь 07Г2ФБ, Р = 10 МПа)

Внутренний диаметр Dвнутр, мм	Толщина стенки трубы S0, мм	Внешний диаметр трубы Dвнешн=Dвнутр+2S0, мм	Площадь трубы Sтрубы, мм	Масса трубы Mтрубы, кг
1	2	3	4	5
620	12,90	645,80	25633,52	3598,95
820	17,06	854,12	44838,67	6295,35
1020	21,22	1062,44	69378,57	9740,75
1220	25,38	1270,76	99253,23	13935,15
1420	29,54	1479,08	134462,7	18878,56

10Г2ФБ (_В = 588 МПа = 5995,84 кгс/см²)

S₀ =

Результат расчёта представлен в таблице 7.

Таблица 7 - Масса трубы в зависимости от диаметра (сталь 10Г2ФБ, Р = 10 МПа)

Внутренний диаметр Dвнутр, мм	Толщина стенки трубы S0, мм	Ширина штрипса, получаемого на ЛПМ, b=рD+40, мм	Внешний диаметр трубы Dвнешн=Dвнутр+2S0, мм	Площадь трубы Sтрубы, мм	Масса трубы Mтрубы, кг
620	12,04	1990	644,08	23901,00	3355,7
820	15,93	2х1310	851,86	41808,08	5869,86
1020	19,81	2х1620	1059,63	64689,37	9082,39
1220	23,70	2х1940	1267,40	92544,84	12993,30
1420	27,58	-	1475,17	125374,5	17602,58

Установим, что заготовки на ЛПМ и затем готовые трубы диаметром от 820 до 1220 мм можно получать в двухшовном исполнении, производство же штрипса для труб диаметром 1420 мм на литейно-прокатном модуле невозможно в силу ограничения по ширине 2000 мм.

13ГC (_В = 509 МПа = 5190,28 кгс/см²)

S₀ =

Результат расчёта представлен в таблице 8.

Таблица 8 - Масса трубы в зависимости от диаметра (сталь 13ГС, Р = 10 МПа)

Внутренний диаметр Dвнутр, мм	Толщина стенки трубы S0, мм	Внешний диаметр трубы Dвнешн=Dвнутр+2S0, мм	Площадь трубы Sтрубы, мм	Масса трубы Mтрубы, кг
620	13,91	647,82	27692,22	3887,99
820	18,40	856,80	48439,79	6800,95
1020	22,89	1065,78	74950,57	10523,06
1220	27,38	1274,75	107224,6	15054,33
1420	31,86	1483,73	145261,7	20394,75

Далее представим расчет расхода металла и денежных средств, при строительстве 1000 км условного трубопровода, в зависимости от марки стали. Длина трубы 18 м, диаметр 620 мм, давление в трубопроводе 10 МПа (100 атм).

1 Сталь 07Г2ФБ.

Масса одной трубы равна 3,600 т. Цена 1 т трубы 14 тыс. руб.

Количество труб на участке трубопровода, длиной 1000 км составляет

1000 10³/18 = 56 10³ штук.

Таким образом, на трубопровод длинной 1000 км будет израсходовано

56 10³ 3,6 = 201600 т труб.

Что в денежном эквиваленте соответствует

201600 14000 = 2,822 млрд. руб.

2 Сталь 10Г2ФБ.

Масса одной трубы равна 3,355 т. Цена 1 т трубы 15 тыс. руб.

Количество труб на участке трубопровода, длиной 1000 км составляет

1000 10³/18 = 56 10³ штук.

Таким образом, на трубопровод длинной 1000 км будет израсходовано

56 10³ 3,355 = 187880 т труб.

Что в денежном эквиваленте соответствует

187880 15000 = 2,818 млрд. руб.

3 Сталь 13ГС.

Масса одной трубы равна 3,888 т. Цена 1 т трубы 13 тыс. руб.

Количество труб на участке трубопровода, длиной 1000 км составляет

1000 10³/18 = 56 10³ штук.

Таким образом, на трубопровод длинной 1000 км будет израсходовано

56 10³ 3,888 = 217728 т труб.

Что в денежном эквиваленте соответствует

217728 13000 = 2,831 млрд. руб.

Результаты расчётов представлены в таблице 9.

Таблица 9 - Сравнительные параметры 1000 км трубопровода

	07Г2ФБ	10Г2ФБ	13ГС
1	2	3	4
Цена 1 т трубы, тыс. руб.	14	15	13
Расход металла на 1000 км трубопровода, т	201600	187880	217728
Денежные затраты на 1000 км трубопровода, млрд. руб.	2,822	2,818	2,831

Таким образом, примерно при одинаковых затратах денежных средств на 1000 км трубопровода, использование труб из стали марки 10Г2ФБ даёт следующую экономию металла: 13,72 тыс. т в сравнении с использованием труб из стали марки 07Г2ФБ или 29,89 тыс. т при использовании труб из стали марки 13ГС.

В данном случае учитываются денежные затраты только на трубы, и не учитываются затраты на их транспортировку и монтаж трубопровода.

По вышеизложенному материалу можно сделать вывод, что самая оптимальная марка стали для труб большого диаметра, используемых при строительстве магистральных газо- и нефтепроводов - сталь марки 10Г2ФБ.

Расчет ширины получаемого на ЛПМ штрипса для труб длинной 18м различного диаметра, а также оценка количества заготовок, получаемых с одной плавки 100 т.

1 Диаметр 620 мм.

Ширина b = 3,14 • 620 + 40 = 1990 мм

Масса М = 0,012 • 2 • 18 • 7,6 = 3,283 т

Количество штрипсов N = = 29 шт.

2 Диаметр 820 мм.

Ширина b = 3,14 • 820 + 40 = 1310х2 мм

Масса М = 0,016 • 2 • 18 • 7,6 = 4,377 т

Количество штрипсов N = = 21 шт.

3 Диаметр 1020 мм.

Ширина b = 3,14 • 1020 + 40 = 1620х2 мм

Масса М = 0,020 • 2 • 18 • 7,6 = 5,471 т

Количество штрипсов N = = 17 шт.

4 Диаметр 1220 мм.

Ширина b = 3,14 • 1220 + 40 = 1940х2 мм

Масса М = 0,024 • 2 • 18 • 7,6 = 6,566 т

Количество штрипсов N = = 14 шт.

1.2 Химический состав и механические свойства стали 10Г2ФБ

Сталь марки 10Г2ФБ используется для изготовления сварных труб для магистральных газо- и нефтепроводов северного исполнения, т. е. работающих в северных широтах в условиях пониженных температур. Из-за ответственности конструкции и больших капиталовложений на прокладывание ветви трубопровода к качеству стали предъявляются повышенные требования. В таблице 10 и таблице 11 приведены, соответственно, химический состав стали и её механические свойства.

Таблица 10 - Химический состав стали, массовые доли, %

С	Mn	Si	V	Nb	Al	Ti	S	P
						Не более
0,08-0,12	1,25-1,7	0,17-0,35	0,09-0,12	0,03-0,06	0,02-0,06	0,015	0,005	0,02

Таблица 11 - Механические свойства стали 10Г2ФБ

Показатели	ТС 105-22-99	ТС 105-91-2000	ТУ 14-105-643-2000
В, Мпа	510 - 630	510 - 620	510 - 610
Т, МПа	360	370	370
, %	23	23	23
КСV -15, МДж/м2	0,59	0,59
КСV -40, МДж/м2	0,59	0,59
КСU -60, МДж/м2			0,98
DWTT- 40, %			60

Надёжность и долговечность эксплуатации трубопроводов высокого давления зависит от качества металла труб. Большой объём производства газопроводных труб большого диаметра и высокий уровень требований к ним вызывает необходимость при разработке состава сталей для этого назначения ориентироваться на легирующие элементы, существенно повышающие эксплуатационные свойства (V, Nb, Ti). Технология же изготовления металла для таких труб должна быть относительно простой.

В настоящее время предъявляется также требование по ограничению отношения показателей предела текучести и временного сопротивления _Т/_В значениями не более 0,8 при изготовлении их из низколегированной нормализованной стали, 0,85 - из дисперсионно-твердеющей и термоупрочнённой стали и 0,9 - из стали после контролируемой прокатки. Трубы должны обладать и высокой пластичностью при комнатной температуре, характеризуемой относительным удлинением не менее 20 % при _В 600 Н/мм², не менее 18 % при _В = 650 Н/мм² и не менее 16 % при _В = 700 Н/мм² и выше.

Методические приёмы определения сопротивления металла труб разрушению должны обеспечивать высокую работоспособность труб при эксплуатации в различных климатических условиях и сопоставлять различные материалы по прочности, вязкости, пластичности, сопротивлению зарождения и развития вязких и хрупких разрушений.

Сопротивление хрупкому разрушению обычно оценивают температурой перехода из вязкого в хрупкое состояние при испытании надрезанных образцов на ударный изгиб. Наиболее распространён критерий - порог хладноломкости Т₅₀, представляющий температуру перехода при наличии в изломе ударного образца 50 % вязкой составляющей. Для магистральных труб предложен также метод испытания полнотолщинных образцов DWTT на ударный изгиб, разработанный Институтом нефти и газа Баттеля (США), который включён в международный стандарт на трубы. В отличие от испытаний стандартных образцов испытания DWTT проводятся на образцах больших размеров, толщиной, равной толщине реальной трубы, и толщиной 75 мм. Для оценки сопротивления стали труб хрупкому разрушению метод DWTT считается наиболее подходящим, приближающимся к реальным условиям разрушения труб при пневматических испытаниях. При испытании методом DWTT температура перехода в хрупкое состояние обычно выше, чем при испытании стандартных образцов с острым надрезом.

В процессе исследований было установлено достаточно хорошее соответствие между результатами испытаний на образцах DWTT и пневматических испытаний на разрыв, что позволило определить зависимость между рабочими характеристиками газопроводов и требованиями, предъявляемыми к количеству вязкой составляющей в изломе образцов DWTT, обеспечивающему предупреждение хрупкого разрушения. Для труб диаметром 1020 мм на давление 5,5 МПа количество вязкой составляющей должно составлять не менее 60 %, а для труб диаметром 1420 мм на давление 7,5 МПа - не менее 80 %. Таким образом, разработанный ВНИИСТом критерий Т₈₀, определяемый на полнотолщинных образцах DWTT, достаточно удовлетворительно соответствует натурным и пневматическим испытаниям и является основным показателем, по которому оценивается хладостойкость трубной стали /4/.

1.3 Требования, предъявляемые к свариванию трубных марок сталей

Производство труб большого диаметра и строительство мощных магистральных трубопроводов связано с большим объёмом сварочных работ, как в цеховых условиях, так и на трассах. Основная задача сварки заключается в том, чтобы получить сварное соединение, обеспечивающее одинаковую с основным металлом труб работоспособность и надёжность в условиях строительства и эксплуатации трубопровода. Поэтому к ним предъявляют ряд требований, связанных, как с химическим составом стали, так и с особенностями параметров сварки.

Для оценки свариваемости по её химическому составу Международным институтом сварки (США) предложена характеристика - углеродный эквивалент

С_Э=С+Mn/6+Cr+Mo+(V+Ti+Nb) /5+Cu+Ni /15+15B (4)

В этой формуле упрочняющее влияние легирующих элементов приведено к влиянию углерода. Максимально допустимый углеродный эквивалент в сталях для сварных труб составляет 0,46. Прочность сварных соединений проверяется испытанием стандартных образцов на статическое растяжение.

Сопротивление зарождению оценивается пластичностью сварных соединений, испытаниями на изгиб. Испытание на изгиб проводят до появления трещины длиной 5 мм с определением угла загиба (норма зависит от уровня временного сопротивления разрыву стали).

Следует отметить, что для предупреждения поставки на трассу труб со сварочными дефектами, все сварочные соединения подвергаются ультразвуковому контролю после гидроиспытания, а концевые участки дополнительно проходят рентгеновское просвечивание.

1.4 Механизмы упрочнения данной марки стали

Стали данного назначения должна отвечать самым высоким требованиям в отношении прочности, ударной вязкости, хладостойкости, свариваемости. В связи с этим появляется необходимость в дополнительном упрочнении стали при сохранении остальных свойств на нужном уровне.

Упрочнение стали может быть достигнуто различными способами. Основными являются: легирование твёрдого раствора элементами замещения или внедрения, измельчение основных единиц микроструктуры, повышение плотности дислокаций с образованием субзёрен или ячеек в результате фазовых превращений, деформации или комбинированных обработок, блокировка дислокаций атомами примесей, выделениями второй фазы.

Упрочнение стали рассматривается в тесной связи с её структурным состоянием, которое обуславливает способность стали сопротивляться пластической деформации и разрушению. Это может быть достигнуто уменьшением подвижности дислокаций, что вызывается различными методами: повышением сил сопротивления самой решётки, препятствием со стороны других дислокаций, блокированием атомами примесей или дисперсными твёрдыми включениями. Торможение движения дислокаций растворёнными атомами в матрице связано с объёмными искажениями базисной решётки и локальными изменениями её упругих свойств. Элементы, образующие растворы замещения, оказывают меньшее влияние на прочность, чем атомы внедрения. Легирующие элементы, понижающие температуру превращения, способствуют упрочнению также через фактор измельчения структуры. При одновременном легировании твёрдого раствора атомами нескольких легирующих элементов их влияние на упрочнение суммируется.

Большинство применяемых легированных и низколегированных конструкционных сталей приобретает упрочнение за счёт легирования твёрдого раствора, а наиболее распространёнными упрочняющими элементами являются углерод, марганец и кремний.

1.5 Влияние элементов на свойства стали

трубопроводный сталь сваривание

1.5.1 Углерод

Легирование углеродом является самым дешёвым способом упрочнения низколегированных сталей ферритно-перлитного класса. Оно основано на упрочняющем влиянии перлита, имеющего более высокую микротвёрдость (200-250 единиц) по сравнению с ферритом (160-220 единиц). С увеличением массовой доли углерода с 0,05 до 0,2 % в стали, микролегированной добавками Nb и V, доля перлита возрастает с 10 до 40 %. Особенностью упрочнения за счёт увеличения в структуре доли перлита является более быстрый рост временного сопротивления (10 Н/мм² на каждые 0,01 % С) и уменьшение отношения _Т/_В (для С = 0,01-0,8 %; для С = 0,20-0,72 %). Снижение же массовой доли углерода с 0,2 до 0,05-0,01 %, характерно для малоперлитных сталей, приводит к значительному повышению пластичности.

Снижение содержания углерода оказывает положительное влияние на ударную вязкость стали в области вязкого разрушения, а также в области переходных температур от вязкого разрушения к хрупкому (рисунок 1). Углерод усиливает анизотропию вязкости, т.к. увеличение его содержания приводит к большей строчечности перлита. Поэтому снижение содержания углерода влияет на повышение ударной вязкости в поперечном направлении ещё сильнее, чем в продольном.

Переходная температура хрупкого разрушения Т₅₀ (50 % вязкой составляющей в изломе ударных образцов) стали с массовой долей С 0,2 % лежит на 25 С выше, чем стали с 0,09 % С.

Углерод ухудшает свариваемость стали. Для обеспечения удовлетворительной свариваемости величина углеродного эквивалента низколегированных сталей для газопроводных труб большого диаметра, в формулу которого углерод входит полностью, не должна превышать 0,46. Учитывая это, в малоперлитных сталях с _В550-590 Н/мм² марок 09-10Г2ФБ, изготовляемых с применением контролируемой прокатки и предназначенных для изготовления трубопроводов в северном исполнении, фактическая массовая доля углерода составляет, как правило, 0,07-0,1 %.

Рисунок 1 - Влияние содержания углерода на хладноломкость стали

Таким образом, уменьшение содержания углерода является одним из немногих мероприятий, одновременно улучшающих все показатели, характеризующие пластичность и вязкость трубных сталей: способность к пластической деформации в холодном состоянии при статическом и динамическом нагружениях, ударную вязкость в области вязкого и смешанного разрушения, переходную температуру хрупкого разрушения и свариваемость. При разработке высокопрочных хладостойких сталей для газопроводных труб большого диаметра на высокие рабочие параметры использование углерода с целью упрочнения не приемлемо /4, 5/.

1.5.2 Марганец

Марганец является вторым важнейшим и постоянно присутствующим базовым элементом в низколегированных сталях для газопроводных труб большого диаметра.

Введение марганца способствует измельчению зерна феррита и оказывает положительное влияние на сопротивление хрупкому разрушению: с увеличением его массовой доли от 0 до 0,6 % переходная температура хрупкого разрушения снижается от +15 до -40 С, а при увеличении Mn до 2,14 % - снижается до - 80 С. При переходе от полиэндрического феррита к игольчатому (Fe + 3,4 % Mn) переходная температура хрупкого разрушения несколько повышается (рисунок 2).

В отличие от углерода, содержание которого в сталях для газопроводных труб большого диаметра всё больше снижается из-за отрицательного влияния на ударную вязкость и сопротивление хрупкому разрушению, роль Mn возрастает ввиду его положительного влияния на повышение прочности и вязкости малоперлитных сталей с прочностью до 600 Н/мм². Для высокопрочных низкоуглеродистых сталей с временным сопротивлением не менее 700-750 Н/мм² со структурой игольчатого феррита пределы оптимальной массовой доли Mn расширяются до 1,7-2 %, в зависимости от толщины проката и требуемого уровня прочности. В этом случае Mn повышает прочность стали благодаря подавлению ферритно-перлитного превращения без существенной потери вязкости /6, 7/.



Рисунок 2 - Влияние марганца на механические свойства безуглеродистого феррита (1), низколегированной нормализованной стали (2) и малоперлитных сталей контролируемой прокатки систем С - Mn (3) и С - Mn - Nb (4)

1.5.3 Кремний

Современные процессы выплавки спокойной низколегированной стали в промышленных агрегатах большой ёмкости предусматривают использование Si, как обязательного элемента, обеспечивающего наряду с другими раскислителями, в первую очередь Mn и Al, достаточно полное глубинное (осаждающее) раскисление стали, связывая растворённый в металле кислород в устойчивые, нерастворимые соединения, которые выносятся вверх конвективными потоками в жидком металле /8/.

Наряду с этим Si входит в состав стали и как легирующий элемент, оказывая существенное влияние на механические свойства. В отдельных случаях благодаря упрочняющей способности массовая доля Si в низколегированных сталях достигает 1 %.

Входя в состав твёрдого раствора феррита, Si в силу разности атомных размеров искажает кристаллическую решётку Fe, увеличивая силы трения кристаллической решётки и сопротивление деформации, снижает способность к релаксации напряжений.

При увеличении массовой доли Si от 0,02 до 0,44 % временное сопротивление возрастает от 410 до 500 Н/мм², т.е. на 200 Н/мм² на каждый процент Si предел текучести - от 280 до 380 Н/мм² или на 110 Н/мм² на 1 % Si.

Добавки Si в пределах исследованных массовых концентраций сравнительно слабо влияют на относительное удлинение, хотя и наблюдается его слабый рост при увеличении Si до 0,38 %. Одновременно с этим при массовой доли Si 0,22-0,38 % ударная вязкость на образцах Менаже KCU^-40 повысилась до 80 Дж/см², по сравнению с 40 у стали с 0,02 и 0,13 % Si. На образцах с острым надрезом эта разница была ещё больше. Однако при более высокой Si (0,44 масс. Доли %) ударная вязкость несколько понизилась.

Проведённые исследования и накопленный опыт разработки и применения сталей для газопроводных труб большого диаметра с высокими характеристиками вязкости и сопротивления хрупкому разрушению указывают на то, что оптимальной массовой долей Si в них является 0,15-0,35 %. Понижение Si ниже этого уровня приводит к неудовлетворительной раскисленности стали, а избыточное легирование - к снижению вязкости.

Однако введение легирующих элементов более 2,5 % отрицательно сказывается на вязкости, пластичности и свариваемости, а кроме того экономически не выгодно. На низколегированных сталях данного типа достигли уровня прочности 500-520 Н/мм² в сочетании с удовлетворительной пластичностью, а температура их эксплуатации составляет 0-5 С /4/.

1.5.4 Сера

Ударная вязкость сталей, являясь структурно-чувствительной характеристикой, отражающей способность металла оказывать сопротивление зарождению и распространению трещин при заданных условиях испытания, зависит от многочисленных факторов химического состава, структуры и технологии производства. Наиболее сильное влияние на величину ударной вязкости оказывает содержание в металле серы.

В спокойных, низколегированных сталях сера присутствует в форме чистых сульфидов MnS. При снижении температуры деформации они становятся более мягкими, чем матрица и раскатываются в длинные строчечные включения, что облегчает распространение разрушения и уменьшает способность металла к пластическому деформированию в процессе разрушения на стадии зарождения и развития трещины. Поэтому понижение температур прокатки, практикуемое для повышения свойств стали, усиливает отрицательное влияние сульфидов марганца.

При изучении поверхности изломов образцов, вырезанных перпендикулярно плоскости листа, после испытания на растяжение видно их слоистое строение. На этих поверхностях во многих случаях располагаются включения сульфидов марганца, вытянутые вдоль направления прокатки. При содержании серы менее 0,01 % достигается значительное улучшение вязкости поперёк оси прокатки.

На практике, при внепечной обработке стали, для модифицирования используют кальцийсодержащие присадки, а также редкоземельные элементы, прежде всего церий. Кроме эффекта десульфурации эти элементы, вступая во взаимодействие с сульфидами марганца, изменяют их механические свойства, резко снижая высокотемпературную пластичность.

Содержание серы в стали 10Г2ФБ предусматривается не выше 0,006 %, т.е. близко к ее растворимости в б-Fe.

1.5.5 Фосфор

Фосфор относится к числу элементов, обладающих наибольшей склонностью к ликвации и образованию сегрегаций по границам зёрен.

Поэтому влияние фосфора зависит не только от его концентрации, но и структуры стали, в первую очередь, от суммарной площади границ зёрен и субструктуры аустенита. Чем крупнее зерно, тем сильнее охрупчивающее влияние фосфора.

Содержание фосфора в стали не 10Г2ФБ не выше 0,02 %.

1.5.6 Ванадий, ниобий, титан

Наиболее важными элементами, применяемыми для микролегирования малоперлитных сталей для газопроводных труб большого диаметра являются ниобий, ванадий и титан. Их применение основано на разнообразном воздействии дисперсных нитридов и карбонитридов этих элементов, выделяющихся на различных стадиях металлургического передела, на структурные превращения, конечную структуру, прочностные свойства и сопротивление хрупкому разрушению. Положительное влияние микродобавок ниобия, ванадия и титана на структуру и свойства указанных сталей, подвергаемых контролируемой прокатке, обусловлено изменением при легировании этими элементами структурного состояния горячедеформируемого аустенита, температурного интервала - превращения, фазового состава стали и состояния твёрдого раствора. Их индивидуальное влияние на прочностные свойства и структуру неоднозначно. При этом обычно массовая доля этих добавок не превышает 0,1 %, а в сумме составляет не более 0,15-0,17 %. Соотношение карбидной и нитридной фаз зависит от концентрации карбонитридообразующего элемента и металлоидов (углерода и азота). Содержание углерода в рассматриваемых сталях приблизительно на порядок выше, чем азота и образование нитридов не подавляет карбидообразование, несмотря на более высокое сродство ванадия, ниобия и титана к азоту. На химический состав карбонитридных фаз ниобия и ванадия оказывает влияние присутствие элементов, имеющих высокое сродство к азоту, например, титана и алюминия. Выделение карбонитридных фаз ванадия, ниобия и титана может происходить как в аустените, так и в феррите. Размер частиц, их расположение, взаимодействие с дислокациями, связь с кристаллической решёткой матрицы различны, в зависимости от условия образования частиц. В первом случае они имеют форму квадратов размером 15-100 нм. В следствии отсутствия когерентности эти частицы практически не упрочняют феррит, образовавшийся при остывании из аустенита. Карбонитриды, выделившиеся в феррите, представляют собой частицы размерами 1,5-10 нм без чётко очерченных граней, находящиеся на различных стадиях выделения и полностью или частично сохраняющие когерентную связь с матрицей /9/. Они сильно упрочняют феррит. Интенсивность такого упрочнения зависит от количества частиц и степени их когерентности с матрицей. Наиболее активное выделение в малоперлитных сталях фазы Nb(C, N) происходит при 900-925 С, фазы Ti(C, N) - при температурах 925-950 С, фазы V(C, N) - при температурах ниже 850 С. Совместное микролегирование указанными элементами, а также увеличение содержания марганца вызывают замедление процесса формирования частиц в аустените, благодаря чему усиливается их выделение в феррите.

Положительное влияние ниобия, ванадия и титана на механические свойства и сопротивление хрупкому разрушению низколегированных сталей связано в значительной степени с измельчением зёренной структуры при введении их небольших добавок. Важным механизмом измельчения структуры при микролегировании является торможение роста зерна аустенита при нагреве. Присутствие труднорастворимых частиц избыточной фазы тормозит огрубление зерна аустенита при нагреве благодаря взаимодействию их с границами аустенитных зёрен. При этом происходит поглощение энергии движущихся границ на огибание частиц. Движение границ зёрен по отношению к частицам второй фазы приводит к локальному росту энергии и тормозит миграцию границ. Энергия, расходуемая на преодоление барьеров, должна быть возмещена из другого источника, например, из энергии, освобождающейся в результате роста зерна. Мелкие частицы более эффективно, чем грубые сдерживают рост зерна. Максимальный размер частиц, которые противодействуют движению границ аустенита со средним радиусом зерна R₀, можно определить по формуле

r_крит= (5)

где r_крит - максимальный размер частиц, которые эффективно тормозят рост зерна;

f - объёмная доля частиц в микроструктуре;

R₀ - радиус зерна матрицы;

z - отношение радиуса выросшего зерна к величине зерна матрицы.

Если размер частицы превышает r_крит, то границы аустенитного зерна не закрепляются ими и может начаться рост аустенитного зерна на стадии вторичной рекристаллизации. По увеличению сдерживающего влияния на рост зерна аустенита элементы располагаются в следующей последовательности: ванадий, ниобий, титан. С повышением температуры нагрева это различие увеличивается. По мере растворения частиц избыточных фаз соответствующих элементов, их сдерживающее влияние на рост зерна ослабевает. Прекращение сдерживания роста зерна аустенита при повышении температуры нагрева совпадает с практически полным растворением дисперсных карбонитридных фаз. Рост содержания рассматриваемых элементов оказывает значительное влияние на измельчение зерна аустенита, т.к. способствует увеличению числа частиц в структуре стали. Однако степень этого влияния зависит от температуры нагрева. Так, рост концентрации ванадия способствует сдерживанию роста зёрен аустенита при нагреве лишь до 1050 С. При более высоких температурах нагрева увеличение содержания ванадия практически не влияет на рост зерна, т.к. растворимость его в аустените с массовой долей 0,08 % способствует измельчению зерна до 1200 С, далее этого не происходит, т.к. его карбонитрид при этомсодержании полностью растворяется в железе. Наиболее эффективным элементом в отношении влияния на размер зерна аустенита при нагреве является титан вплоть до температуры 1250 С, что объясняется устойчивостью дисперсных частиц Ti(C, N), имеющих диаметр меньше критического.

Результирующее влияние карбонитридообразующих элементов при раздельном или комплексном легировании стали будет определяться тем, какой из указанных выше механизмов будет иметь преобладающее значение. Это в свою очередь зависит от концентрации элементов и температуры аустенизации.

Оптимальная структура и высокие механические свойства рассматриваемых сталей достигается при сочетании комплекса упрочняющих мероприятий с режимом контролируемой прокатки /4/.

Размещено на Allbest.ru

...