Способ сварки прямошовных труб большого диаметра
METHOD FOR WELDING LARGE DIAMETER STRAIGHT-SEAM PIPES

Изобретение относится к трубному производству, в частности к трубоэлектросварочному производству, и может быть использовано  при производстве прямошовных сварных труб большого диаметра.
В настоящее время для строительства магистральных газопроводов применяются специализированные низколегированные трубные стали контролируемой прокатки. Применение таких сталей обусловлено целым рядом факторов, главный из которых состоит в удовлетворительной свариваемости при одновременном высоком уровне прочностных свойств. Удовлетворительная свариваемость обеспечивается умеренным содержанием легирующих элементов, так, что углеродный эквивалент, определяемый по формуле
,
где С, Mn, Сr, Mo, Ni, V - содержание соответствующих легирующих элементов в %, не превышает значения 0,45%. Высокий же уровень прочностных свойств обеспечивается, с одной стороны, наличием и требуемым содержанием легирующих элементов, способных образовать карбонитридную сетку, с другой, управляемой кинетикой процессов деформирования и охлаждения в ходе прокатки штрипсового листа. Упрощенно технологию изготовления листа контролируемой прокатки и сопряженного с процессом изготовления повышения механических свойств металла можно представить как сочетание наклепа и закалки. При этом, чем выше требования к прочностным свой свойствам (чем выше группа прочности), тем большее влияние оказывает закалка на свойства металла. Соответственно изменяется и фазовый состав стали. В таблице 1 показаны типичные минимальные требования к прочностным и упругопластическим свойствам трубных сталей групп прочности Х70, Х80, Х100 (по стандарту API 5L Американского нефтяного института).
Следует иметь в виду, что отечественные проектанты и потребители трубной продукции могут назначать собственные требования к механическим свойствам труб, причем как к основному металлу, так и к свойствам сварного соединения. Что же касается значений ударной вязкости (в таблице - работа удара), то очевидно - и это видно из таблицы, требования к данному параметру в большинстве случаев занижаются в связи с невозможностью получить в сварном соединении ударную вязкость на уровне основного металла. Вместе с тем, требования к равнопрочности сварного соединения основному металлу, т.е. соответствия фактического предела прочности сварного соединения минимальному требованию к пределу прочности основного металла,  сохраняются и вполне реализуемы. Значения ударной вязкости косвенно отражают работоспособность металла в условиях низких температур и ударных нагрузок, что весьма актуально для отечественных магистральных газопроводов, прокладываемых в заполярных зонах территории России, а также в сейсмоактивных районах. На сегодняшний день потребители труб - строители и эксплуатанты магистральных газопроводов - в целях снижения издержек на транспортировку труб к местам монтажа, а также для удешевления самих строительно-монтажных работ, за счет снижения металлоемкости трубопроводов, ужесточают требования к прочностным свойства труб, повышая группу прочности. Вместе с тем, как было указано выше, по мере увеличения прочности металла труб, повышается роль термической составляющей в формировании комплекса свойств металла, изменяется и фазовый состав металла. Если стали группы прочности Х70 и ниже могут иметь феррито-перлитную структуру [1], то сталь группы прочности Х80 (отечественный аналог К65), как отмечается в патенте РФ № 2 615 667 (C21D 8/02 006.01) C22C 38/00 (2006.01), опубл. 06.04.2017), имеет преимущественно бейнитную структуру, с содержанием дисперсного феррита не более 20%.  В данной стали допускается содержание перлита не более 5%. Очевидно, что трубная сталь группы прочности Х100 имеет полностью бейнитную структуру. Химический состав всех отечественных трубных сталей за исключением случаев, когда требуются специальные свойства, например, стойкость к водородному коррозионному растрескиванию, разработан на базе сталей марок 10Г2ФБ, 09Г2ФБЮ, 10Г2ФБЮ. При этом вариации обусловлены  не столько необходимостью, сколько особенностями и технологическими возможностями конкретных производств. В таблице 2 приведен сравнительный химсостав стали 10Г2ФБЮ по ГОСТ 19281-2014 и  стали, указанной в патенте РФ № 2 615 667.
Как видно из таблицы, в запатентованном химсоставе стали по сравнению с «типовым» снижено содержание углерода и добавлен молибден, а также существенно ужесточено содержание серы и фосфора (последние два элемента напрямую влияют на ударную вязкость). Учитывая все вышеизложенное, следует считать главным фактором, определяющим комплекс прочностных и упругопластических свойств сталей контролируемой прокатки высоких групп прочности (выше Х70/К60), оптимально выбранную скорость охлаждения в интервале температур завершения превращения переохлажденного аустенита, т.е. ~ 800 ÷ 500°C. При этом значение скорости охлаждения должно находиться в интервале (для стали Х80, имеющей до 20% феррита и не более 5% перлита) 20 ÷30°C/сек, как указано, например, в патенте РФ № 2 492 250 (C21D 8/02 (2006.01) C22C 38/38 (2006.01), C22C 38/42 (2006.01), опубл. 10.09.2013).
Учитывая все вышеизложенное, следует считать, что в настоящее время технология производства листового штрипса высоких групп прочности (Х80 и выше) для изготовления сварных прямошовных труб большого диаметра с обеспечением требуемого уровня прочностных  и упругопластических свойств отработана в достаточной степени. При этом обеспечение требуемых свойств сварного соединения труб представляет определенные трудности, обусловленные невозможностью получения значений ударной вязкости на уровне основного металла. Условие равнопрочности, как было указано выше, выполняется. Причина состоит в невозможности получения необходимого уровня скорости охлаждения металла в зоне термического влияния сварного соединения с помощью используемой технологии сварки.
Существующий уровень техники включает в себя общепринятую технологию сварки труб большого диаметра. Данная технология сварки встроена в общую технологическую цепочку изготовления труб наряду с формообразующими операциями и, имея высокую производительность, не является «узким местом». Трубная заготовка, имеющая зазор между кромками в интервале 20÷100 мм, и подготовленные фрезеровкой кромки под двухстороннюю сварку, подается  на сборочный стан, где осуществляется сборка (смыкание противоположных кромок) с одновременной сваркой соединительного (технологического или прихваточного шва). Сварка соединительного шва производится дуговой сваркой плавящимся электродом ∅ 2.4÷5.0 мм в среде защитного газа (углекислого или в смеси газов на основе аргона) со скоростью 3.0÷5.5 м/мин - в зависимости от толщины металла. Соединительный шов (поз. 1 фиг. 1) имеет крайне низкое качество, поскольку выполняется на весу без поддува защитным газом корня шва, насыщен внутренними дефектами и полностью переплавляется рабочими швами - данное требование заложено во всех нормативных документах. После сварки соединительного шва проводится осмотр и, при необходимости, его ремонт зачисткой и (или) подваркой. Далее труба поступает на выполнение внутреннего шва, (поз. 2 фиг. 1) которое производится многодуговой сваркой под флюсом - от 2-х до 4-х дуг, в зависимости от толщины металла, работающих в одну сварочную ванну. Диаметр сварочной проволоки находится в интервале 3.0÷5.0 мм. Скорость сварки, в зависимости от толщины металла, составляет 1.2÷3.0 м/мин. Наружный шов (поз. 3 фиг. 1) выполняется аналогично внутреннему, но количество дуг может быть до 5. Используемый для сварки рабочих швов способ - многодуговая сварка под флюсом - до сегодняшнего дня детально не изучен, но, благодаря высоким скоростям сварки, а одновременно достаточно качественному формированию шва, безальтернативно используется для сварки труб большого диаметра. Этот же способ сварки при указанных выше скоростях и токах, необходимых для заполнения разделки швов, а также надежного провара, необходимого, ко всему прочему, и для удаления технологического шва, обеспечивает низкую скорость охлаждения в наиболее критичном интервале температур (800÷500°С), когда перекристаллизация происходит достаточно интенсивно, повышая, таким образом, свариваемость до уровня, когда для предотвращения образования холодных трещин не требуется предварительный подогрев, что особенно актуально при значении углеродного эквивалента 0,45%. Вместе с тем низкая скорость охлаждения (менее 20°С/сек) не позволяет получить требуемые значения ударной вязкости сварного соединения, в частности по линии сплавления. Данная технология позволяет гарантировано получать, при условии правильного выбора сварочных материалов, требуемый комплекс механических свойств сварного соединения для труб класса прочности Х70/К60, обеспечивая временное сопротивление сварного соединения на уровне 690 МПа, что обеспечивается феррито-перлитной структурой околошовной зоны [1], получаемой при скоростях охлаждения менее 20°С/сек. Однако для более высоких классов (Х80/К65 и выше) получение требуемых свойств представляет трудности, поскольку для более высокого уровня мехсвойств требуется, как указано выше, феррито-бейнитный, или полностью бейнитный фазовый состав металла, который, в свою очередь, при ограничении углеродного эквивалента в пределах 0,45÷0.47% может быть обеспечен при скоростях охлаждения 20÷30°С/сек. Данное положение относится в равной степени и к основному металлу, и к металлу на линии сплавления со сварным швом. Существующие технические решения, направленные на достижение требуемых свойств, касаются, главным образом, оптимизации химсостава основного металла и надлежащего подбора сварочных материалов. Так, в патенте РФ № 2 434 070 (C22C 38/00 (2006.01) B23K 35/30 (2006.01) B23K 9/23 (2006.01), опубл. 20.11.2011) предлагается набор мер по уточнению химсостава основного металла (основное отличие от приведенного выше в табл. 2 химсостава для группы прочности Х80 - увеличение содержания марганца - для повышения прокаливаемости), а также ограничивается легирование сварного шва для предотвращения образования в сварном шве холодных трещин. В результате гарантируется получение временного сопротивления на уровне не ниже 800 МПа (группа прочности Х100) и в основном металле, и в сварном шве, без гарантии получения соответствующих значений ударной вязкости по линии сплавления. Известен также патент РФ № 2 509 171 (C22C 38/14 (2006.01) B21C 37/08 (2006.01), опубл. 10.03.2014 г.), где наряду с несколько отличным от предыдущего патента химсоставом (дополнительное легирование молибденом в сочетании с бором для увеличения прокаливаемости) предлагается ограничение погонной энергии сварки, рассчитываемой для многодуговой сварки по формуле
,
i
i
где k - тепловой коэффициент полезного действия сварочной дуги, принимаемый для сварки под флюсом 0,93÷0,97; i - текущий номер дуги;  n - количество дуг; U, I - соответственно, сварочные напряжение и сила тока на каждой дуге, интервалом от 3,5 кДж/мм до 10,0 кДж/мм. В данном случае дополнительное легирование в недостаточной степени решает вопрос об ударной вязкости металла на линии сплавления, так же, как и получении требуемой структуры металла. Сто же касается ограничения погонной энергии - данное требование, вполне справедливое с точки зрения теплопередачи - хорошо известно, что чем ниже погонная энергия сварки, тем выше скорость охлаждения [2], но не привязанное к конкретным толщинам стенки труб, следует считать ничтожным. Более действенный способ обеспечения уровня механических и упругопластических свойств пограничной между основным металлом и сварным швом зоны предлагается в патенте РФ № 2 639 086 (C21D 9/50 (2006.01) B23K 26/00 (2014.01), опубл. 19.12.2017 г.) - применение лазерной сварки, когда вся толщина стенки трубы проваривается лазерным лучом - предельно концентрированным источником тепла, обеспечивающим скорости охлаждения более 100°С/сек, далее шов подстуживается и подвергается повторному нагреву с более медленным охлаждением. Кроме этого известны варианты данного способа, например, лазерно-дуговая сварка, предлагаемая в этом же патенте. Следует иметь в виду, что все способы достижения требуемой микроструктуры околошовной зоны сварного соединения посредством обеспечения в интервале 800÷500°С скорости охлаждения в пределах 20÷30°С/сек и более с полным или частичным применением лазерной сварки влекут за собой сложности, связанные с качеством сборки сварного соединения, а также направлением лазерного луча в нужную точку.
Техническая задача, направленная на оптимизацию скоростей охлаждения с целью получения требуемого фазового состава металла в зоне термического влияния сварного соединения может быть решена посредством изменения последовательности наложения швов. Если при традиционной схеме соединительный (технологический) шов выполняется в первую очередь, после чего осуществляется охлаждение металла до температуры не выше 50°С (охлаждение проводится на воздухе и совмещается с другими технологическими операциями: осмотр и ремонт технологического шва, приварка технологических планок, если они не были приварены ранее, подготовительные операции перед сваркой рабочих швов), скорость охлаждения в интервале 800÷500°С является избыточной. В случае совмещения на одной установке сварки соединительного шва и первого слоя наружного шва с отступом 400÷1000 мм, как показано на фиг. 2, где трубная заготовка (поз. 6), охваченная по всему периметру сборочными кассетами с роликами (поз. 7) и лежащая на роликах станины (поз. 8) сваривается плавящимся электродом в среде защитных газов сначала технологической горелкой (поз. 9) на выходе из зоны действия сборочных кассет, затем после кристаллизации технологического шва сварка продолжается горелкой первого слоя наружного шва (поз. 5). Дальнейшая сварка рабочих швов осуществляется по традиционной технологии: многодуговая сварка под флюсом внутреннего шва, далее подстуживание на спокойном воздухе до температуры не выше и сварка оставшейся части наружного шва аналогично внутреннему. В результате применения предлагаемой последовательности вместо традиционной:
1) после объединенной сварки технологического и первого слоя наружного шва:
a) снижается скорость охлаждения металла в районе нейтральной линии - в зоне действия дуг в интервале 800÷500°С со 120°С/сек до ~75°C/сек;
b) производится подкалка кромок под недоваренную часть наружного шва - от температуры плавления со скоростями охлаждения от 500°С/сек (от температуры плавления до 1000°С) до 40°С/сек (при температуре 550°С);
2) после доварки наружного шва снижается температура повторного нагрева внутреннего шва.
Вышеприведенные данные являются результатом сравнительного конечно-элементного теплового расчета, выполненного с соблюдением условий равенства суммарной погонной энергии сварки и начальных температур для каждого этапа сварки.
Ссылки на литературные источники
1. Лившиц Л. С., Хакимов А. Н. Металловедение сварки и термическая обработка сварных соединений. - М. Машиностроение. 1989 г. 331 с.
2. Рыкалин Н. Н. Расчеты тепловых процессов при сварке. - М. Машгиз. 1951 г. 291 с.