Свариваемость дуплексных сталей

Филистеев В.Г., Стеклова Е.О., Березовский А.В.


ООО «Газпром ВНИИГАЗ»,

УрФУ имени первого Президента России Б.Н. Ельцина

Требования к повышению прочностных и служебных свойств сталей, работающих в агрессивных средах, приводит к поиску для внедрения в промышленность новых видов сталей. Наиболее перспективным материалом для ряда отраслей промышленности могут стать двухфазные (дуплексные) аустенитно-ферритные стали, интерес к которым возрос благодаря усовершенствованию технологии их производства, когда производители получили возможность более точно регулировать содержание в металле азота.
Для оценки возможности применения дуплексных сталей при изготовлении конструкций, эксплуатирующихся в агрессивных средах, необходимы исследования свариваемости указанных сталей и коррозионной стойкости сварных соединений, в том числе против сероводородного растрескивания под напряжением (СРН), водородного растрескивания (ВР), стойкости к межкристаллитной (МКК) и ножевой коррозии (НК) и питтинговой коррозии.
Свариваемость — свойство металлов или сочетания металлов образовывать при установленной технологии сварки соединение, отвечающее требованиям, обусловленным конструкцией и эксплуатацией изделия [1, 2].
В данной статье рассмотрены способы и режимы сварки, рекомендуемые сварочные материалы, рекомендуемые разделки кромок труб из дуплексных сталей.
Для рассмотрения выбраны дуплексные стали, которые имеют относительно высокие пределы текучести и прочности при удовлетворительных пластичности и ударной вязкости и хорошую свариваемость. Это позволяет сократить удельный расход металла при изготовлении конструкций, рассчитываемых на прочность, благодаря уменьшению толщины листа.
Свойства сварных соединений дуплексных нержавеющих сталей не должны отличаться от свойств основного металла, который назначен в соответствии с техническими требованиями к эксплуатации сварной конструкции. Сварное соединение должно обладать мелкозернистой структурой с содержанием аустенитной и ферритной фаз примерно в одинаковом количестве и с минимальным количеством интерметаллидных дисперсных включений.
Благодаря мелкозернистой структуре, представляющей собой смесь аустенита с большой долей феррита, сопротивляемость шва и околошовной зоны (ОШЗ) образованию горячих трещин (ГТ) при сварке дуплексных сталей значительно выше, чем у однофазных аустенитных сталей. При сварке дуплексных сталей феррит является ведущей фазой при кристаллизации. Но при продолжительном пребывании в диапазоне температур свыше сольвуса феррита (1 300 °С), когда сталь полностью ферритная (временная область II на рис. 1), происходит активный рост зерна феррита, основной причиной данного роста является отсутствие аустенитной фазы, тормозящей рост [3].
Рис. 1. Термический цикл дуплексной нержавеющей стали с высоким значением CrЭК./NiЭК.: область I — превращение аустенита в феррит и растворение дисперсных выделений; область II — полностью ферритная структура и рост зерна; область III — восстановление аустенита и выпадение дисперсных выделений (карбидов и нитридов)
В связи с тем, что размер ферритного зерна существенно влияет на ударную вязкость и другие пластические свойства, следует уменьшить время пребывания дуплексной стали в полностью ферритной области. Один из способов временного снижения — это управление тепловложением при сварке; но наиболее эффективный способ — это выбор стали с химическим составом, при котором снижается значение CrЭК./NiЭК., что способствует подъему линии сольвуса феррита (рис. 1). При этом необходимо учесть, что при значительном снижении значения CrЭК./NiЭК. увеличивается склонность к образованию кристаллизационного растрескивания сварного шва при сварке (рис. 2).
Рис. 2. Зависимость склонности сварных соединений к кристализационным трещинам от значения CrЭК./NiЭК.
При охлаждении ниже сольвуса феррита (временная область III (рис. 1)) начинают образовываться и расти аустенитные зерна и происходит превращение феррита в аустенит. Кроме того, в температурном диапазоне ниже сольвуса феррита до 1 040 °С азот более растворим в аустените, чем в феррите, и диффундирует из феррита в аустенит.
Более высокие скорости охлаждения в указанном температурном диапазоне способствуют образованию стали с ферритной структурой и высоким содержанием азота в феррите, так как аустенит не полностью выделится из феррита, а азот в меньшем количестве перейдет из феррита в аустенит и впоследствии выпадет в виде нитридов хрома Cr2N.
Пределы прочности и текучести в дуплексных сталях достигают максимума при равном содержании в сварных швах аустенитной и ферритной фаз.
Дуплексные нержавеющие стали из-за высокого содержания феррита чувствительны к охрупчиванию при температуре 475 °С, а при температурах выше 538 °C может произойти превращение части ферритной фазы в сигма-фазу. Из-за большого количества феррита эти материалы демонстрируют характеристики перехода от вязкого к хрупкому ударному излому при температурах от -45 °C, что приводит к снижению ударной вязкости сварного шва и зоны термического влияния (ЗТВ).
Рекомендуемый диапазон рабочих температур для этих сплавов обычно составляет
от -40 до 260 °C [3, 4].
При сварке первичная кристаллизация происходит в виде дельта-феррита (δ — феррит) (рис. 3),
что делает эти сплавы устойчивыми к горячему растрескиванию. Когда температура шва и высокотемпературных участков ЗТВ падает ниже сольвуса феррита, частичное превращение в аустенит начинается на границах ферритных зерен, а затем продолжается межкристаллитно (рис. 1). По завершении цикла охлаждения образуется микроструктура с крупными ферритными зернами, окруженными непрерывной сетью аустенита. Внутри зерен также происходит преобразование аустенита. Процентное содержание феррита и аустенита в микроструктуре металла сварного шва дуплексных сталей можно оценить, используя диаграмму состояния WRC-1992 по аналогии с расчетами для аустенитных нержавеющих сталей.
Рис. 3. Область повышенных температур псевдобинарной фазовой диаграммы для дуплексных нержавеющих сталей. Выделенная область представляет диапазон широко используемых сплавов
Природа дальнейшего ферритно-аутенитного превращения зависит как от химического состава металла, так и от скорости его охлаждения. Микроструктура, состав и свойства металла сварного шва в основном определяются использованием соответствующего присадочного металла. Присадочные металлы, разработанные для конкретных дуплексных сплавов, обычно содержат на 2–3 % больше никеля, чем основной металл, что дополнительно способствует преобразованию аустенита, что, в свою очередь, повышает пластичность и ударную вязкость (рис. 4).
Рис. 4. Микроструктура аустенитно-ферритной стали в металле шва, в зоне сплавления и в зоне термического влияния
При комплексном легировании дуплексных сталей в интервале температур от 1 000 °С и ниже происходит выделение дисперсных частиц в ферритной фазе. Все эти реакции выделений зависят от времени и температуры (рис. 5). Многие подобные выделения, в частности σ-, χ- и α’-фазы, а также нитриды хрома окручивают дуплексные стали — и их следует избегать. Следовательно, повышенное содержание хрома, молибдена и вольфрама ускоряет образование выделений, в частности σ-фазы [5]. Такое потенциальное охрупчивание особенно заметно при многопроходной сварке.
Рис. 5. Образование выделений в дуплексных нержавеющих сталях
Интенсивный нагрев и последующие циклы быстрого охлаждения, присущие процессу сварки, вызывают микроструктурные изменения, выделения (или и то, и другое), что может повлиять на свойства сварного соединения. Учет влияния термических циклов и различных составов основного и присадочного металла имеет решающее значение для производства сварных соединений с оптимальными физическими и коррозионными свойствами [6]. Обычные термические циклы сварки, как правило, слишком коротки для любого вредного образования σ-фазы или охрупчивания до 475 °С.
Для сохранения исходного уровня аустенита при сварке дуплексных нержавеющих сталей, а также пластических и коррозионно-стойких свойств рекомендуется применять стали с содержанием углерода не более 0,03 %, предельно снижать погонную энергию при сварке, использовать сварочные материалы, обеспечивающие одинаковые механические и коррозионно-стойкие свойства сварных соединений и основного металла, для повышения пластичности сварных соединений выполнить закалку от 1 050 °С.
При выполнении указанных рекомендаций обеспечивается достаточная свариваемость дуплексных нержавеющих сталей.
Дуплексные стали отличаются повышенной склонностью к росту зерна в зоне термического влияния при воздействии сварочного термического цикла (рис. 6) [3]. Наряду с ростом ферритных зерен возрастает общее количество феррита. Последующим быстрым охлаждением фиксируется образовавшаяся структура. Размеры зерна и количество феррита, а также ширина зоны перегрева зависят от погонной энергии сварки, соотношения структурных составляющих в исходном состоянии и чувствительности стали к перегреву [7].
Рис. 6. Влияние погонной энергии на рост зерна феррита (время пребывания металла выше температуры ферритного превращения):
ЗС — зона сплавления; ЗТВ — зона термического влияния [3]
Дуплексные стали можно сваривать ручной, механизированной электродуговой и другими способами сварки. Предпочтительнее способы сварки с невысокими погонными энергиями. Рекомендованные значения погонной энергии при сварке дуплексных сталей
типа 08Х22Н6 (SAF 2205) от 0,50 до 2,50 кДж/мм, для более легированных супердуплексных
сталей типа SAF 2507 от 0,50 до 1,50 кДж/мм [3, 5].
Если сварное соединение остывает слишком медленно из-за избыточной погонной энергии
и его температура в течение долгого времени остается в промежутке от 700 до 800 °С,
то выделяется σ-фаза, что снижает ударную вязкость. С другой стороны, если скорость остывания сварного соединения излишне велика из-за слишком низкой погонной энергии, в околошовной зоне близко к сварочному шву выделяется нитрид хрома — и в результате формируется слой с низким содержанием хрома. Это приводит к снижению сопротивления коррозии.
При выборе способа сварки необходимо учитывать химический состав дуплексной стали, толщину стенки труб и величину погонной энергии. Наименьшая погонная энергия достигается при применении способа ручной аргонодуговой сварки (РАД), а наиболее высокое значение погонной энергии — при автоматической сварке под слоем флюса (АФ).
Расчет погонной энергии (qП) осуществляется по формуле [8]:
где VСВ — скорость сварки, мм/мин; ηЭ — эффективный КПД процесса нагрева.

Значения эффективного КПД (ηЭ) процесса нагрева [7, 8] для разных способов сварки приведены в таблице 1.
Табл. 1. Влияние способа сварки на значения эффективного КПД
Сварочные материалы для стандартных дуплексных и супердуплексных сталей разрабатываются так, чтобы наплавленный металл гарантированно имел минимально необходимые прочностные и коррозионные характеристики. Микроструктура, состав и свойства металла сварного шва в основном определяются использованием соответствующего присадочного металла. Присадочные металлы, разработанные для конкретных дуплексных сплавов, обычно содержат на 2–3 % больше никеля, чем основной металл, что дополнительно способствует преобразованию аустенита, что, в свою очередь, повышает пластичность и ударную вязкость.
Сварочные материалы и механические свойства сварных соединений дуплексных (аустенитно-ферритных) сталей [9] приведены в таблице 2.

Табл. 2. Влияние способа сварки и некоторых сварочных материалов на свойства сварных соединений дуплексных сталей

Подготовка кромок должна обеспечивать полное проплавление с минимальным риском прожога. Как правило, при сварке дуплексных сталей разделка кромок должна быть шире, чем для стандартных аустенитных нержавеющих сталей. Для выполнения корневого слоя шва рекомендуется метод РАД. Подготовка кромок под все виды сварки производится механическим способом, чтобы исключить на данном этапе возникновение зон термического влияния, снижающих регламентированные свойства сварных соединений [7].
Режимы сварки рекомендуется назначать исходя из оптимального тепловложения при дуговой сварке в зависимости от степени легирования и с учетом толщины стенки основного металла (табл. 3) [10].
Табл. 3. Рекомендуемые режимы сварки дуплексных сталей

На практике дуплексные сплавы обычно устойчивы к горячему растрескиванию при кристаллизации сварного шва. По всей видимости, это связано с тем, что они имеют относительно низкий уровень примесей — и вероятность образования сплошных зернограничных жидких пленок невелика [5]. Поскольку на склонность к горячему растрескиванию также влияет форма валика сварного шва, рекомендуется избегать узкощелевой разделки при сварке, высокого сварочного тока и высокой скорости сварки. Рекомендуемые виды разделки кромок приведены на рисунках 7 и 8.
Рис. 7. Разделка кромок для односторонней сварки стыковых сварных соединений:
а — без разделки кромок; б — U-образная разделка кромок; в — V-образная разделка кромок

Рис. 8. Разделка кромок для двусторонней сварки стыковых сварных соединений: а — без разделки кромок; б — Х-образная разделка кромок; в — Х-образная разделка кромок с двумя U-образными скосами
Предварительный подогрев дуплексной нержавеющей стали перед сваркой обычно не требуется. Небольшой подогрев до температуры окружающей среды может быть рассмотрен для основного металла, для устранения образования конденсата или для просушки соединения перед сваркой. В тех случаях, когда свариваются толстостенные профили, может быть целесообразным предварительный подогрев до 150 °C. Рекомендуется максимальная межслойная температура до 150 °C, чтобы избежать медленного охлаждения в критических диапазонах температур. Величина межслойной температуры зависит от состава основного металла и может быть увеличена по рекомендации разработчиков стали. В случаях, когда будет использоваться послесварочный отжиг на твердый раствор, нет необходимости в ограничении межслойной температуры.
Послесварочная термообработка обычно не требуется и не рекомендуется. Сварные соединения при наличии значительных сварочных напряжений или превращений, приводящих к низкой коррозионной стойкости и пластичности, или при нарушениях рекомендованной технологии сварки должны подвергаться послесварочной термообработке с отжигом на твердый раствор. Ремонтируемые сваркой отливки из дуплексных сталей также подвергают отжигу. Такая термообработка поможет восстановить желаемый фазовый баланс во всей области сварного шва. Требуемая термическая обработка: нагрев до 1 050–1 100 °C (иногда до 1 150 °С) с последующей закалкой в воду или на воздухе, что, однако, бывает сложно выполнить для большинства сварных соединений.
Поскольку дуплексные стали имеют очень низкий предел текучести при температурах отжига, может потребоваться специальная оснастка для предотвращения их деформации в процессе такого нагрева.
Филистеев В.Г., Стеклова Е.О.,
Березовский А.В.

ООО «Газпром ВНИИГАЗ»
УрФУ имени первого
Президента России
Б.Н. Ельцина


v_filisteev@vniigaz.gazprom.ru
Для оценки возможности применения дуплексных сталей при изготовлении конструкций, эксплуатирующихся в агрессивных средах, необходимы исследования свариваемости указанных сталей и коррозионной стойкости сварных соединений, в том числе против сероводородного растрескивания под напряжением (СРН), водородного растрескивания (ВР), стойкости к межкристаллитной (МКК) и ножевой (НК) коррозии и питтинговой коррозии.
свариваемость дуплексных сталей, транспорт агрессивных сред, сварочные материалы, параметры сварки
Филистеев В.Г., Стеклова Е.О., Березовский А.В. Свариваемость дуплексных сталей для транспорта агрессивных сред, содержащих сероводород и двуокись углерода //
Экспозиция Нефть Газ. 2023. № 2. С. 70–75.
DOI: 10.24412/2076-6785-2023-2-70-75
04.04.2023
УДК 621.791.01
DOI: 10.24412/2076-6785-2023-2-70-75

Рекомендуемые статьи
© Экспозиция Нефть Газ. Научно-технический журнал. Входит в перечень ВАК
+7 (495) 414-34-88