Свойства сварного соединения труб из супердуплексной стали SAF 2507
Филистеев В.Г., Садыков А.А., Березовский А.В.
ООО «Газпром ВНИИГАЗ»,
ФГАОУ ВО «УрФУ им. Ельцина»
Дуплексные стали склонны к изменению свойств в зоне термического влияния при воздействии сварочного термического цикла. В данном исследовании приведены механические, коррозионные свойства и фазовый состав основного металла, зоны термического влияния и металла шва сварного соединения труб ø 89×15,0 из супердуплексной нержавеющей стали SAF 2507 после сварочного термического воздействия с принудительным межслойным охлаждением.
Основу микроструктуры дуплексных нержавеющих сталей составляют две фазы: аустенит и феррит. Содержание феррита в каждой марке дуплексных сталей разное, но обычно в пределах от 40 до 60 %, остальное — аустенит. Приблизительно одинаковое количество каждой фазы неслучайно — именно так обеспечивается более высокая коррозионная стойкость, прочность, ударная вязкость и хорошая свариваемость этих сталей.
Воздействие сварочного термического цикла вызывает в дуплексных сталях микроструктурные изменения, выделения нитридов хрома, σ-, χ- и α’-фазы или одновременно 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 механическими свойствами и коррозионной стойкостью [1].
С целью исследования свойств сварных соединений дуплексной стали SAF 2507 после воздействия сварочного термического цикла выполнили сварку контрольного сварного соединения (КСС) труб диаметром 89,0 мм с толщиной стенки 15,0 мм. Подготовку кромок труб перед сваркой произвели с использованием металлорежущего оборудования в соответствии с ГОСТ 16037-80 (рис. 1).
Воздействие сварочного термического цикла вызывает в дуплексных сталях микроструктурные изменения, выделения нитридов хрома, σ-, χ- и α’-фазы или одновременно 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 механическими свойствами и коррозионной стойкостью [1].
С целью исследования свойств сварных соединений дуплексной стали SAF 2507 после воздействия сварочного термического цикла выполнили сварку контрольного сварного соединения (КСС) труб диаметром 89,0 мм с толщиной стенки 15,0 мм. Подготовку кромок труб перед сваркой произвели с использованием металлорежущего оборудования в соответствии с ГОСТ 16037-80 (рис. 1).
Рис. 1. Эскиз сварного соединения и шва
Сборку сварного соединения выполняли с применением наружного центратора с зазором между кромками 2,4 мм. Для фиксации свариваемых элементов выполнили три равномерно расположенные по окружности прихватки длиной по 15 мм. К сварке корневого слоя шва приступили с противоположной стороны от третьей прихватки. Сварку выполняли без предварительного подогрева с применением источника питания марки ESAB Heliarc 305 AC/DC
при температуре окружающего воздуха 21 °С.
Сварку корневого слоя шва выполнили секторами, заваривая участки с противоположных сторон между прихватками, как показано на рисунке 2.
при температуре окружающего воздуха 21 °С.
Сварку корневого слоя шва выполнили секторами, заваривая участки с противоположных сторон между прихватками, как показано на рисунке 2.
Рис. 2. Расположение и очередность сварки участков корневого слоя шва: 1, 2, 3, 4 — последовательность сварки участков шва
Параметры и режимы сварки приведены в таблице 1. При выполнении прихваток и сварки всех слоев шва внутреннюю полость труб заполняли аргоном для защиты внутренней части сварного шва от взаимодействия с окружающим воздухом.
Табл. 1. Параметры режимов сварки
Сварку заполняющих слоев шва старались выполнять с минимальными поперечными колебаниями горелки. Начиная с пятого слоя сварку каждого слоя выполняли за два прохода, а высота каждого слоя не превышала 2 мм. Для выполнения сварки всего сварного соединения потребовалось выполнить 10 слоев за 16 проходов. После каждого прохода производили охлаждение КСС водой. К сварке каждого последующего прохода приступали при межслойной температуре 40+5 °С. Температуру замеряли с помощью бесконтактного инфракрасного термометра (рис. 3) с диапазоном измерения от -30 до +550 °С, погрешность измерения ±3 °С.
Общее время выполнения сварки КСС составило 3 часа 15 минут.
Общее время выполнения сварки КСС составило 3 часа 15 минут.
Рис. 3. Измерение межслойной температуры
С целью определения скорости сварки и последующего расчета погонной энергии сварки с помощью секундомера замеряли время горения дуги и длину шва, выполненного за данный отрезок времени. Для удобства замера длины шва на одной из катушек по периметру нанесли разметку с шагом в 5 мм (рис. 4).
Рис. 4. Разметка с шагом 5 мм по периметру сварного соединения
Для проведения механических испытаний и испытаний на коррозионную стойкость сварное соединение разрезали на образцы в продольном направлении (вдоль оси трубы).
Испытания на статическое растяжение сварного соединения проводили на стандартных плоских образцах типа III ГОСТ 6996 с применением сервогидравлической напольной машины LF-TTM 1500 kN со скоростью нагружения образцов не более 15 мм/мин. На рисунке 5 показана диаграмма растяжения образца сварного соединения из дуплексной стали SAF 2507. Полученные при механических испытаниях количественные характеристики механических свойств сварного соединения и допустимые характеристики в соответствии с СТО Газпром 2-3.7-050-2006 приведены в таблице 2. Также в таблице 2 приведены механические характеристики основного металла трубы и нормативные значения наплавленного металла сварочной проволоки OK Tigrod 2509.
Испытания на статическое растяжение сварного соединения проводили на стандартных плоских образцах типа III ГОСТ 6996 с применением сервогидравлической напольной машины LF-TTM 1500 kN со скоростью нагружения образцов не более 15 мм/мин. На рисунке 5 показана диаграмма растяжения образца сварного соединения из дуплексной стали SAF 2507. Полученные при механических испытаниях количественные характеристики механических свойств сварного соединения и допустимые характеристики в соответствии с СТО Газпром 2-3.7-050-2006 приведены в таблице 2. Также в таблице 2 приведены механические характеристики основного металла трубы и нормативные значения наплавленного металла сварочной проволоки OK Tigrod 2509.
Рис. 5. Диаграмма растяжения образца сварного соединения стали SAF 2507
Табл. 2. Механические характеристики сварного соединения, основного металла трубы и нормативные значения наплавленного металла сварочной проволоки OK Tigrod 2509
Измерение твердости по Виккерсу (НV10, ГОСТ 2999-75 и ISO 6507) выполнили по ГОСТ 6996, на макрошлифе в нижних и верхних слоях основного металла (ОМ), зоны термического влияния (ЗТВ) и металла шва (МШ) определили по точкам, приведенным на рисунке 6.
Рис. 6. Схема замера твердости сварного соединения. Цифрами указаны номера точек замера твердости
Измерение твердости металла различных участков сварного соединения произвели с помощью автоматического твердомера Struers Duramin A300. На рисунке 7 приведен график изменения твердости в нижних и верхних слоях сварного соединения.
Рис. 7. График изменения твердости в нижних и верхних слоях сварного соединения
Испытания на ударную вязкость проводили на стандартных образцах с острым V-образным надрезом (Шарпи) типа IХ по ГОСТ 6996 при температуре образцов -40 °С.
Испытания проводили с надрезом по центру сварного шва, по линии сплавления (ЛС) и на участке основного металла на расстоянии 2 мм от ЛС (ЛС+2). Полученные результаты также указаны в таблице 2. График изменения значений ударной вязкости KCV от центра сварного шва к основному металлу приведен на рисунке 8.
Испытания проводили с надрезом по центру сварного шва, по линии сплавления (ЛС) и на участке основного металла на расстоянии 2 мм от ЛС (ЛС+2). Полученные результаты также указаны в таблице 2. График изменения значений ударной вязкости KCV от центра сварного шва к основному металлу приведен на рисунке 8.
Рис. 8. График изменения ударной вязкости KCV:
МШ — металл шва, ЛС — линия сплавления, ЛС+2 — основой металл на расстоянии 2 мм от линии сплавления
МШ — металл шва, ЛС — линия сплавления, ЛС+2 — основой металл на расстоянии 2 мм от линии сплавления
Массовую долю содержания легирующих элементов в МШ и ОМ определяли с применением напольной модели спектрометра оптико-эмиссионного Q8 MAGELLAN.
Химический состав и значение PRE (эквивалентное число сопротивления точечной коррозии) супердуплексной стали SAF 2507, сварочной проволоки OK Tigrod 2509 и металла сварного шва приведен в таблице 3.
Химический состав и значение PRE (эквивалентное число сопротивления точечной коррозии) супердуплексной стали SAF 2507, сварочной проволоки OK Tigrod 2509 и металла сварного шва приведен в таблице 3.
Табл. 3. Химический состав супердуплексной стали SAF 2507 и сварочной проволоки OK Tigrod 2509
Стойкость к точечной коррозии в нержавеющих сталях PRE была рассчитана в соответствии c СТО Газпром 2-3.7-050-2006, в зависимости от количества определенных элементов (Cr, Mo и N) содержащихся в стали, согласно приведенному уравнению (1) [4]:
Микроструктурный количественный анализ содержания δ-феррита выполнили в соответствии с ГОСТ 8233 и ASTM Е562 путем систематического подсчета точек вручную на образцах при 500-кратном увеличении. Этот метод испытаний основан на стереологическом принципе, согласно которому используется сетка с несколькими регулярно расположенными точками, систематически размещенная поверх изображения микроструктуры. Исследование микроструктуры проводили в трех зонах, показанных на макрошлифе рисунка 9.
Рис. 9. Макроструктура поперечного сечения образца с выделенными зонами для анализа микроструктуры:
1 — МШ (металл шва), 2 — ЗТВ (зона термического влияния — участок сплавления), 3 – ОМ (основой металл)
1 — МШ (металл шва), 2 — ЗТВ (зона термического влияния — участок сплавления), 3 – ОМ (основой металл)
Количество δ-феррита определили как среднее арифметическое значение, полученное при рассмотрении пяти полей в каждой зоне сварного соединения. Снимки полей микроструктур МШ, ЗТВ, ОМ с нанесенной сеткой поверх снимка приведены на рисунках 10 а–в соответственно. Полученные значения содержания δ-феррита приведены в таблице 4.
Табл. 4. Количество δ-феррита в зонах МШ, ЗТВ и ОМ, %
Испытания на питтинговую коррозию проводились в соответствии с методикой ГОСТ 9.912-89 Единая система защиты от коррозии и старения. Стали и сплавы коррозионностойкие. Методы ускоренных испытаний на стойкость к питтинговой коррозии, ASTM G48 Стандартные методы испытаний нержавеющей стали и родственных сплавов на коррозионную стойкость с использованием растворов хлористого железа Метод А.
Метод А предназначен для определения относительной стойкости к питтинговой коррозии нержавеющих сталей и хромсодержащих сплавов на основе никеля. Испытания проводили с погружением пяти образцов в 10%-й раствор железа трихлорида гексагидрата FeCl3×6Н2О (6%-ный — в пересчете на безводную соль FeCl3) на 72 часа при температуре 35 °C. Суммарная площадь поверхностей образцов составила 75,22 см2, а суммарная масса образцов до испытания была равна 65,84566 граммов. После испытаний суммарная масса образцов была равна 65,83948 грамма, следовательно, потеря массы образцов составила 0,00618 грамма. Средняя условная скорость питтинговой коррозии (Vm), рассчитанная по ниже приведённой формуле (2) [5, 6], соответствует 0,0114 г/м2×час,а максимальная глубина питтинга равна 0,118 мм:
Метод А предназначен для определения относительной стойкости к питтинговой коррозии нержавеющих сталей и хромсодержащих сплавов на основе никеля. Испытания проводили с погружением пяти образцов в 10%-й раствор железа трихлорида гексагидрата FeCl3×6Н2О (6%-ный — в пересчете на безводную соль FeCl3) на 72 часа при температуре 35 °C. Суммарная площадь поверхностей образцов составила 75,22 см2, а суммарная масса образцов до испытания была равна 65,84566 граммов. После испытаний суммарная масса образцов была равна 65,83948 грамма, следовательно, потеря массы образцов составила 0,00618 грамма. Средняя условная скорость питтинговой коррозии (Vm), рассчитанная по ниже приведённой формуле (2) [5, 6], соответствует 0,0114 г/м2×час,а максимальная глубина питтинга равна 0,118 мм:
где Δm — суммарная потеря массы образцов, г; S – суммарная площадь поверхности образцов, см2; t – продолжительность испытания, час.
Механические и коррозионностойкие свойства сварного соединения, выполненного с применением технологии ручной аргоно-дуговой сварки труб ø 89х15,0 мм из супердуплексной стали SAF 2507 с принудильным межслойным охлаждением соответствуют СТО Газпром 2-3.7-050-2006.
1. По результатам анализа значений погонной энергии сварки каждого слоя (таблица 1) установлено, что максимальные значения зафиксированы при сварке третьего и четвертого слоев сварного шва и равны 3,12 и 3,11 кДж/мм соответственно. При сварке последующих слоев наблюдалось снижение погонной энергии. Это связано с тем, что начиная с пятого слоя сварку выполняли по схеме слой за два прохода, что позволило уменьшить амплитуду поперечных колебаний и увеличить скорость сварки. Но даже при сварке по указанной схеме среднее значение погонной энергии получили равным 2,23 кДж/мм, при этом для супердуплексных сталей рекомендуемое в пределах от 0,5 до 1,5 кДж/мм [7]. На увеличение среднего значения погонной энергии повлияло применение сварочной проволоки (прутка) диаметром 2,4 мм при рекомендованном диаметре 1,6 мм [7], что повлекло увеличение сварочного тока для гарантированного расплавления сварочной проволоки и сплавления с основным металлом.
2. Продолжительное время сварки (3 часа 15 минут) КСС ø 89×15,0 связано с выполнением принудительного охлаждения после каждого прохода с целью снизить временной интервал пребывания ЗТВ в диапазоне температур от 1 000 до 300 °С,
в котором происходит выделение дисперсных частиц в ферритной фазе [7].
3. Полученные значения твердости сварного соединения в областях
ОМ-ЗТВМШ соответствуют требованиям СТО Газпром 2-3.7-050-2006, а именно не более 330 HV10 для ОМ и не более 350 HV10 для МШ и ЗТВ. При этом по графику изменения твердости (рис. 7) наименьшее значение зафиксировано в области ОМ (271 HV10). По графику также заметно, что значения твердости в нижних слоях области ЗТВ и МШ выше, чем в верхних. Более того, самое высокое значение твердости 317 HV10 имеет место в нижнем слое области ЗТВ, это доказывает, что многократное воздействие сварочного термического цикла, которому наиболее подвержена область ЗТВ в нижних слоях, способствует повышению твердости.
4. Наибольшее значение ударной вязкости в области ЗТВ является нормальным для супердуплексных сталей из-за наличия обеих фаз (α и γ). Присутствие в матрице двух этих фаз вместе обеспечивает хорошие эластичные и пластичные свойства, которые отражают отличные уровни поглощенной энергии. Также стоит иметь в виду, что микроструктуры после сварки зависят от скорости охлаждения. При высокой локализованной теплопередаче, из-за температуры между слоями не более 40 °С, происходило образование зерен α-фазы малым размером [7] с высокой ударной вязкостью и присутствие γ-фазы в количестве не менее 40 %, которая предотвращает распространение трещин, возникающих в α-фазе [8].
5. При микроструктурном анализе содержания δ-феррита в сварном шве выявлено, что его значение (32,2 %) ниже установленного значения (35 %) по СТО Газпром 2-3.7-050-2006. На повышенное содержание аустенитной фазы в металле шва главным образом повлияло применение сварочной проволоки (прутка) OK Tigrod 2509 с повышенным содержанием никеля по сравнению с основным металлом.
6. Расчетное значение PRE (более 40 %) свидетельствует о высокой коррозионной стойкости сварного соединения из стали SAF 2507. Потеря массы металла при испытаниях сварного соединения на питтинговую коррозию за 72 часа составила 0,82159 г/м2 при допустимом 4 г/м2 за 24 часа по СТО Газпром 2-3.7-050-2006,
что также подтверждает высокую коррозионную стойкость сварных соединений, стали SAF 2507 по представленной технологии.
2. Продолжительное время сварки (3 часа 15 минут) КСС ø 89×15,0 связано с выполнением принудительного охлаждения после каждого прохода с целью снизить временной интервал пребывания ЗТВ в диапазоне температур от 1 000 до 300 °С,
в котором происходит выделение дисперсных частиц в ферритной фазе [7].
3. Полученные значения твердости сварного соединения в областях
ОМ-ЗТВМШ соответствуют требованиям СТО Газпром 2-3.7-050-2006, а именно не более 330 HV10 для ОМ и не более 350 HV10 для МШ и ЗТВ. При этом по графику изменения твердости (рис. 7) наименьшее значение зафиксировано в области ОМ (271 HV10). По графику также заметно, что значения твердости в нижних слоях области ЗТВ и МШ выше, чем в верхних. Более того, самое высокое значение твердости 317 HV10 имеет место в нижнем слое области ЗТВ, это доказывает, что многократное воздействие сварочного термического цикла, которому наиболее подвержена область ЗТВ в нижних слоях, способствует повышению твердости.
4. Наибольшее значение ударной вязкости в области ЗТВ является нормальным для супердуплексных сталей из-за наличия обеих фаз (α и γ). Присутствие в матрице двух этих фаз вместе обеспечивает хорошие эластичные и пластичные свойства, которые отражают отличные уровни поглощенной энергии. Также стоит иметь в виду, что микроструктуры после сварки зависят от скорости охлаждения. При высокой локализованной теплопередаче, из-за температуры между слоями не более 40 °С, происходило образование зерен α-фазы малым размером [7] с высокой ударной вязкостью и присутствие γ-фазы в количестве не менее 40 %, которая предотвращает распространение трещин, возникающих в α-фазе [8].
5. При микроструктурном анализе содержания δ-феррита в сварном шве выявлено, что его значение (32,2 %) ниже установленного значения (35 %) по СТО Газпром 2-3.7-050-2006. На повышенное содержание аустенитной фазы в металле шва главным образом повлияло применение сварочной проволоки (прутка) OK Tigrod 2509 с повышенным содержанием никеля по сравнению с основным металлом.
6. Расчетное значение PRE (более 40 %) свидетельствует о высокой коррозионной стойкости сварного соединения из стали SAF 2507. Потеря массы металла при испытаниях сварного соединения на питтинговую коррозию за 72 часа составила 0,82159 г/м2 при допустимом 4 г/м2 за 24 часа по СТО Газпром 2-3.7-050-2006,
что также подтверждает высокую коррозионную стойкость сварных соединений, стали SAF 2507 по представленной технологии.
1. Макаров Э.Л., Якушин Б.Ф. Теория свариваемости сталей и сплавов. М: МГТУ им. Н. Э. Баумана, 2014. 487 с.
2. Банников Е.А. Сварка. М.: АСТ, 2014. 305 с.
3. Сварка и свариваемые материалы. Справочник в 3-х томах. Т. 1. Свариваемость материалов. М.: Металлургия, 1991, 528 с.
4. СТО Газпром 2-3.7-050-2006 Подводные трубопроводные системы.
5. ГОСТ 9.912-89 Единая система защиты от коррозии и старения. Стали и сплавы коррозионностойкие. Методы ускоренных испытаний на стойкость к питтинговой коррозии.
6. Березовская В.В., Березовский А.В. Коррозионностойкие стали и сплавы. Екатеринбург: Издательство Уральского университета, 2019. 244 с.
7. 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.
8. Липпольд Д. Металлургия сварки и свариваемость нержавеющих сталей. СПб.: Издательство Политехнического университета, 2011. 467 с.
2. Банников Е.А. Сварка. М.: АСТ, 2014. 305 с.
3. Сварка и свариваемые материалы. Справочник в 3-х томах. Т. 1. Свариваемость материалов. М.: Металлургия, 1991, 528 с.
4. СТО Газпром 2-3.7-050-2006 Подводные трубопроводные системы.
5. ГОСТ 9.912-89 Единая система защиты от коррозии и старения. Стали и сплавы коррозионностойкие. Методы ускоренных испытаний на стойкость к питтинговой коррозии.
6. Березовская В.В., Березовский А.В. Коррозионностойкие стали и сплавы. Екатеринбург: Издательство Уральского университета, 2019. 244 с.
7. 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.
8. Липпольд Д. Металлургия сварки и свариваемость нержавеющих сталей. СПб.: Издательство Политехнического университета, 2011. 467 с.
Филистеев В.Г., Садыков А.А., Березовский А.В.
ООО «Газпром ВНИИГАЗ», Москва, Россия, ФГАОУ ВО «УрФУ им. первого Президента России Б.Н. Ельцина», Екатеринбург, Россия
v_filisteev@vniigaz.gazprom.ru
ООО «Газпром ВНИИГАЗ», Москва, Россия, ФГАОУ ВО «УрФУ им. первого Президента России Б.Н. Ельцина», Екатеринбург, Россия
v_filisteev@vniigaz.gazprom.ru
Исследуемым материалом в данной работе является супердуплексная сталь SAF 2507. Трубы ø 89 мм с толщиной стенки 15,0 мм из указанной марки стали сваривали ручной аргоно-дуговой сваркой неплавящимся вольфрамовым электродом марки ЭВЧ по ГОСТ 23949-80 с применением сварочной проволоки (прутка) диаметром 2,4 мм марки OK Tigrod 2509 с повышенным содержанием никеля по сравнению с основным металлом, в среде защитного газа аргон высшего сорта по ГОСТ 10157-79. Механические испытания сварных соединений выполняли в соответствии с ГОСТ 6996 «Методы определения механических свойств», испытания на питтинговую коррозию проводили по ГОСТ 9.912-89 и ASTM G 48-00. Свойства образцов оценивали в соответствии с СТО Газпром 2-3.7-050-2006.
дуплексные нержавеющие стали, сварочный термический цикл, механические свойства, δ-феррит, питтинговая коррозия
Филистеев В.Г., Садыков А.А., Березовский А.В. Механические свойства и коррозионная стойкость сварного соединения труб из супердуплексной стали SAF 2507, выполненного способом РАД c принудительным межслойным охлаждением // Экспозиция Нефть Газ. 2023. № 7. С. 134–140. DOI: 10.24412/2076-6785-2023-7-134-140
24.11.2023
УДК 621.791.01
DOI: 10.24412/2076-6785-2023-7-134-140
DOI: 10.24412/2076-6785-2023-7-134-140
Рекомендуемые статьи
© Экспозиция Нефть Газ. Научно-технический журнал. Входит в перечень ВАК
+7 (495) 414-34-88