Сварка трубопроводов малых диаметров из конструкционных сталей

Подробности

Опубликовано 28.12.2013 07:17

Просмотров: 5044

В настоящее время для компрессорных станций Единой системы газоснабжения России наиболее глубоко проработаны вопросы сварки трубопроводов основного назначения, требования к которым во многом совпадают с требованиями к магистральным трубопроводам больших диаметров (до 1420 мм).

Значительно в меньшей степени проработаны вопросы сварки технологических трубопроводов вспомогательного назначения меньших диаметров (18—220 мм), используемых в импульсных системах управления и пробоотбора, системах безопасности различных уровней, а также системах масло-снабжения и охлаждения газоперекачивающих агрегатов, сбора газового конденсата, очистки товарного продукта и др. Большинство трубопроводов малых диаметров изготавливают из низкоуглеродистых и низколегированных конструкционных сталей общего назначения. Для подобных трубопроводов наиболее перспективной технологией является автоматическая орбитальная аргонодуговая сварка неплавящимся электродом (Пб-сварка), обеспечивающая стабильно высокое качество сварных соединений и снижающая влияние человеческого фактора при выполнении сварочных работ. Однако нестабильность химического состава трубных сталей, наличие в них примесей и оксидов затрудняет ведение процесса, а также установление качественных и количественных взаимосвязей между параметрами процесса и качеством сварных соединений, а следовательно, реализацию орбитальной Т1С-сварки трубопроводов малого диаметра.

Цель работы — определение параметров ТЮ-сварки с присадочной проволокой технологических трубопроводов, обеспечивающих качественное формирование шва в различных пространственных положениях, с учетом теплового воздействия дуги на характер плавления основного и присадочного металлов.

Исключение вероятности «кипения» металла сварочной ванны металлургическими методами. Главным препятствием формирования швов при Т1С-сварке конструкционных сталей является «кипение» и разбрызгивание металла сварочной ванны, визуально наблюдаемые как череда мгновенно всплывающих из нее пузырьков газа. Подобное «кипение», в основном, наблюдается только при Т1С-сварке кипящих, а иногда и полуспокойных сталей. Однако вероятность «кипения» при сварке должна быть полностью исключена независимо от особенностей производства трубных сталей. Известно, что повышенное разбрызгивание и «кипение» металла сварочной ванны определяются остаточным содержанием в ней атомарного кислорода 0, связанного в оксид углерода СО и другие окисиды, в том числе РеО, Ре203, 5Ю2, А1203, МпО, а также содержанием сульфида железа Ре5 и железомарганцевых силикатов [2]. Из теории металлургических процессов известно [3], что в среднем кипящая сталь содержит в связанном состоянии в виде СО кислорода в несколько раз больше, чем спокойная сталь. При этом в расплаве может одновременно находиться как атомарный кислород 0, связанный в оксиды, так и молекулярный 02. Следует учитывать, что при высокотемпературной диссоциации оксидов также выделяется атомарный кислород 0, причем их диссоциация происходит значительно интенсивней, чем образование молекулярного кислорода 02. Поэтому из-за временного фактора в сварочной ванне одновременно могут находиться как химически связанные атомы, так и молекулы свободного кислорода. Исследовательским путем установлено, что при соединении данных сталей процесс «кипения» металла сварочной ванны чаще проявляется при Т1С-сварке, чем плавящимся электродом в смесях с С02. Положительное влияние С02 на подавление «кипения» металла сварочной ванны легко объяснить замедлением выхода атомарного 0 и молекулярного 02 кислорода из расплава в результате установления близкого к равновесному состояния между защитной атмосферой и расплавом. При этом парциальное давление газовой среды над расплавом дополнительно подавляет выделение из него примесей и газов. Так как добавление С02 в защитную атмосферу при сварке неплавя-щимся электродом для предотвращения кипения представляет сложную техническую задачу, то уменьшить содержание газообразного кислорода в сварочной ванне можно путем ее раскисления — введением химических элементов, обладающих высоким сродством к кислороду. Данные работы позволяют оценить эффективность действия подобных раскислителей.

Проведенный анализ показал, что наиболее доступным и надежным методом металлургического воздействия при орбитальной сварке является введение в сварочную ванну раскислителей при подаче присадочной проволоки.

Помимо кипения металла, содержание кислорода в значительной степени определяет значение коэффициента поверхностного натяжения на поверхности раздела фаз жидкость—газ сварочной ванны. Из-за непостоянства содержания кислородсодержащих примесей и газов в расплаве условия формирования швов также крайне нестабильны. Поскольку определение точных долей содержания молекул чистых веществ и их химических соединений в расплаве весьма проблематично, то обычно оперируют параметрами химических элементов (атомов веществ). Для оценки влияния содержания кислорода на поверхностное натяжение а расплава использовали расчетную формулу, предложенную в работе:

а = стре - 20001дЕГ,х

где стРе — поверхностное натяжение чистого железа; х,- — атомная доля концентрации 7-го компонента в расплаве; п,- — число молей 7-го компонента; /7 — параметр, характеризующий капиллярную активность раскислителя.

Поверхностное натяжение стречистого железа при температуре 1873К составляет около 1850 мДж/м2.

Атомная доля х1- концентрации 7-го компонента в расплаве

х1--п1-/Еп

где п.- отношение весового содержания элемента (%) к его атомарному весу; Хп,- — сумма отношений весового содержания элементов расплава (%) к их атомарному весу.

В свою очередь,

П; = с1,/А,

где с1,- концентрация (%) элемента в химическом составе материала; А — атомный вес элемента.

Известно, что если принять капиллярную активность чистого железа при 1873 К за 1,то капиллярная активность химических элементов сталей составит 2(С); 2,2(51'); 5(Мп); 500(5); 1000(0).

В качестве примера рассчитывали поверхностное натяжение расплава из стали СтЗкп с использованием проволоки Св-08Г2С, так как низкоуглеродистая сталь СтЗ получила широкое распространение при конструировании трубопроводов обвязки компрессорных станций.

В результате поверхностное натяжение стали СтЗкп при 1873 К в соответствии с зависимостями (1)—(3) составило 710—1440 мДж/м2.\

Научно-технический раздел

Расчет показал, что поверхностное натяжение кипящей стали колеблется в очень широком диапазоне, что может быть причиной нестабильности формирования шва, особенно при орбитальной сварке, когда натяжение удерживает сварочную ванну от выливания в потолочном положении. Поэтому раскисление сварочной ванны при сварке сталей кипящих марок необходимо не только для предотвращения кипения, порообразования и разбрызгивания, но и для повышения стабильности поверхностного натяжения металла расплава и улучшения процесса формирования шва. Это также необходимо для исключения попадания брызг металла, шлака или частиц окалины во внутренние полости трубопроводов, что является специфическим требованием к ремонтной сварке.

Элементарный расчет показывает, что для полного раскисления металла в самом неблагоприятном случае (0,06 % кислорода) достаточно, чтобы присадочный материал составлял приблизительно 2—3 % объема сварочной ванны. Но реально присадочный материал необходимо подавать в гораздо большем количестве, так как из-за ограниченной скорости перемешивания и химического взаимодействия присадочного и основного металлов реакция раскисления не успевает завершиться за малое время существования сварочной ванны. Установлено, что для предотвращения «кипения» достаточно, чтобы объем металла присадочной проволоки в ванне не превышал 20—30 %. Поверхностное натяжение расплава ванны при 1873 К, состоящей из 70 % основного металла и 30 % присадочной проволоки Св-08Г2С, составляет 1533 мДж/м2.

Видно, что при введении присадочной проволоки поверхностное натяжение расплава существенно возрастает. Приведенные расчеты еще раз подтверждают, что для технологических трубопроводов малого диаметра из перлитных (низкоуглеродистых) сталей наиболее перспективной технологией сварки является аргонодуговая сварка вольфрамовым электродом с обязательным применением присадочной проволоки.

Компенсация изменяющихся значений сил поверхностного натяжения. Не менее важной задачей является определение параметров орбитальной Т1С-сварки в условиях изменяющихся значений сил поверхностного натяжения на границе жидкость—газ, являющихся значимым фактором обеспечения качественного формирования шва в различных пространственных положениях. Для исследования особенностей орбитальной Т1С-сварки трубопроводов малых диаметров разработана нестационарная физико-математическая модель орбитальной сварки неплавящимся электродом с присадочной проволокой [5]. Исходные данные модели учитывают геометрию разделки кромок, диаметр присадочной проволоки, ток и длину дуги, скорость сварки и подачи проволоки. Профиль ванны расплава определяется по расположению изотерм температур солидуса и ликвидуса. Расположение поверхности раздела между газом и расплавом определяется из решения

уравнения равновесия между капиллярным давлением и суммой гравитационного, электромагнитного и внутреннего давления на поверхности расплава. Уровень расплава в сварочной ванне фиксируется на фронте кристаллизации и определяет форму поверхности проходов шва. Внутреннее давление в расплаве определяется уравнением баланса массы наплавленного металла и массы подаваемой присадочной проволоки. Учет гравитационной составляющей позволяет воспроизводить изменение профиля шва при сварке в различных пространственных положениях, а электромагнитного давления дуги — влияние тока дуги на глубину проплавления, зависящую от глубины кратера в расплаве под дугой. Форма поперечного сечения шва, полученная при моделировании предыдущих проходов, учитывается при моделировании формирования ванны расплава при выполнении следующего прохода. Возможность учета в модели формы разделки стыка, изменения пространственного положения сварочной ванны, тепловой мощности дуги, скорости и траектории перемещения дуги в процессе сварки позволило рекомендовать данную физико-математическую модель как добротный инструмент для инженерного анализа характерных вариантов орбитальной ПС-сварки трубопроводов. Такой инструмент позволяет выполнить исследования формирования швов с учетом изменения жидко-текучести металла сварочной ванны под действием раскислителей и ее пространственного положения при перемещении горелки по стыку.

На рис. 2 приведен алгоритм компьютерного анализа особенностей орбитальной многопроходной Т1С-сварки с использованием данной нестационарной физико-математической модели.

При компьютерном анализе учитывалось, что подача присадочной проволоки позволяет не только устранить кипение металла и увеличить поверхностное натяжение, но и изменить условия формирования сварочной ванны и шва, так как увеличивает объем сварочной ванны.

На рис. 3 приведены результаты моделирования формирования сварочной ванны в разных пространственных положениях при сварке стали СтЗ толщиной 3 мм при подаче присадочной проволоки диаметром 1,2 мм со скоростью 20 мм/с. Положение сварочной ванны соответствует перемещению стрелки по циферблату часов.

Применение присадочной проволоки обеспечивает формирование более прочного шва с выпуклой наружной поверхностью и минимальной вогнутостью корня шва. Так как часть мощности дуги расходуется на плавление присадочной проволоки, проплавление кромок уменьшается. Это особенно заметно при сварке на спуск (положение 3 ч), когда жидкий металл подтекает под дугу и затрудняет теплопередачу в свариваемые кромки. При сварке на подъем (положение 9 ч) жидкий металл стекает от дуги к хвосту сварочной ванны, что увеличивает ширину шва на внутренней поверхности трубы. При подаче проволоки толщина жидкой прослойки под дугой заметно больше, что уменьшает вероятность ее разрыва и выброса капель металла во внутренние полости газопровода. При сварке с присадочной проволокой несколько снижается проплавление кромок, что особенно заметно при сварке сверху вниз, когда под дугу натекает большое количество присадочного металла. Противодействовать силе тяжести в этом положении может только электродинамическая сила дуги, но при орбитальной сварке ток дуги и эта сила невелики, так как необходимо иметь короткую ванну малой массы, которую можно удержать в потолочном положении.

Технологические методы обеспечения стабильно высокого качества трубопроводов малого диаметра. Увеличить ток без увеличения средней мощности процесса можно, используя импульсные технологии, не только обеспечивающие оптимальную структуру сварных соединений [б], но и расширяющие возможности управления формированием сварных соединений [7]. Например, при скважности 0,5 можно увеличить ток в 2 раза, что не изменит погонную энергию, однако при этом электродинамическая сила возрастет в 4 раза, что вызовет выдавливание расплава из-под дуги и увеличит проплавление.

Результаты компьютерного моделирования формирования сварочной ванны при импульсном воздействии сварочной дуги приведены на рис. 4, г, д в виде распределений температуры и формы поверхности расплава в моменты окончания импульса тока и паузы соответственно.

На рис. 5 приведены графики временной зависимости высоты выпуклости расплава 1т (1), глубины кратера 2К (2), максимальной температуры расплава Гтах (3) и тепловой мощности дуги Р (4).

К концу импульса тока под дугой формируется глубокий кратер, благодаря которому теплота дуги распространяется в кромки. Во время паузы при исчезновении электродинамической силы, этот кратер заполняется расплавом, а сварочная ванна частично кристаллизуется. Вытеснение расплава при формировании кратера приводит к периодическому изменению уровня жидкого металла, фиксируемого при кристаллизации Т, °С шва. Температура на поверхности металла под дугой достигает значительной величины, особенно в начале импульса. Некоторое снижение температуры к концу импульса объясняется улучшением условия отвода теплоты при заглублении дуги в кратер. Во время паузы температура расплава существенно снижается. Однако по сравнению с непрерывным, импульсный процесс (см. рис. 5) обеспечивает лучшее проплавление при меньших значениях погонной энергии (средняя мощность импульсного процесса 950 Вт, непрерывного — более 1000 Вт при одинаковых скоростях сварки). Недостатком такого процесса является вероятность прорыва сварочной ванны при сварке снизу вверх в конце импульса тока, когда кратер имеет большую глубину под действием электродинамического давления дуги, а также более высокой температуры расплава под дугой.

На рис. 6 показано формирование шва при импульсной сварке в разных пространственных положениях.

На рис. 7 показано изменение основных характеристик шва при орбитальной сварке стыка трубы из стали СтЗ диаметром 50 мм при толщине стенки 3 мм (мощность импульса 1Д55 кВт; длительность импульса и паузы по 0,5с; скорость сварки 1,5 мм/с; присадочная проволока Св-08Г2С диаметром 0,8 мм; скорость подачи 20 мм/с).

При орбитальной сварке из-за гравитационной составляющей невозможно получить шов с постоянными размерами

во всех точках свариваемого стыка даже при постоянных и стабильных значениях параметров процесса. Поэтому пространственное положение оказывает большее влияние на размеры проплава корня шва: его ширина минимальна в положении 3 ч, когда расплав подтекает под дугу, и максимальна в положении 6—9 ч, когда расплав стекает в хвостовую часть ванны. Из-за увеличения объема ванны, обусловленного подачей присадочной проволоки, выпуклость проплава корня шва не исчезает даже при сварке в потолочном положении. Кроме того, подача присадочной проволоки способствует увеличению выпуклости шва на наружной поверхности трубы, особенно заметной при сварке в потолочном положении (б ч). Уменьшить зависимость формы и размеров сварочной ванны от ее пространственного положения можно изменением мощности дуги в зависимости от угла поворота горелки. Этот же прием способствует снижению сварочных напряжений по периметру стыка.

На рис. 8 приведена зависимость мощности импульса тока дуги от пространственного положения сварочной горелки, при котором обеспечивается постоянство ширины (1,5 мм) проплава корня шва на внутренней поверхности трубы из стали СтЗ при толщине стенки 3 мм (длительность импульса и паузы по 0,5 с; скорость сварки 1,5 мм/с; присадочная проволока Св-08Г2С диаметром 0,8 мм, скорость подачи 15 мм/с).

Видно, что максимальная мощность (1800 Вт) требуется при сварке в положении 3 ч,а минимальная (1650 Вт) — в положении б ч. В отличие от проплава корня шва, ширина и выпуклость шва на внешней стороне трубы изменяются незначительно.

На рис. 9 приведены зависимости мощности импульса тока дуги при сквозном проплавлении трубы с толщиной стенки 2,0 (1), 2,5 (2) и 3,0 (3) мм от скорости сварки в положении 3 и 9 ч (длительность импульса и паузы по 0,5 с; мощность дуги в паузе 200 Вт).

Скорость подачи проволоки диаметром 0,8 мм изменяли пропорционально скорости сварки и толщине 5 стенки трубы для получения заданной доли 25—30 % наплавленного металла в шве (у^= 3^5). При увеличении скорости сварки и мощности дуги увеличивается глубина кратера под дугой вследствие роста ее электродинамического давления, а также давления реактивной отдачи пара металла из-за повышения температуры поверхности расплава.

Увеличение глубины кратера особенно заметно при сварке в положении 9 ч, в котором к указанным составляющим давления добавляется гравитационное давление. С увеличением скорости сварки возрастает расстояние между сварочными ваннами, формируемыми отдельными импульсами, что делает невозможным получение непрерывного шва на внутренней поверхности трубы. Поэтому для обеспечения требуемых условий процесса формообразования и необходимых служебных свойств сварных соединений с минимальным количеством неметаллических включений [12] требуется либо снижение скорости сварки, либо программирование параметров режима сварки в зависимости от пространственного положения сварочной ванны.

Таким образом, проведенный компьютерный анализ особенностей формирования швов при изменяющихся силах поверхностного натяжения на границе фаз жидкость—газ позволил определить условия качественного формирования швов в различных пространственных положениях. В настоящее время

Уу, = 1 мм/с; Р = 1450 Вт = 3,5 мм/с; Р = 2550 Вт

разработано необходимое отечественное сварочное оборудование, обеспечивающее воспроизводимость качества сварных соединений при автоматической орбитальной Т1С-сваркетрубороводов малых диаметров из конструкционных сталей для вомпрессорных станций.

Выводы

1. Кипение и разбрызгивание металла сварочной ванны, а также нестабильное формирование шва, обусловленное повышенным содержанием кислорода в частично раскисленных низкоуглеродистых и низколегированных конструкционных сталях, является значимой проблемой для автоматической орбитальной Т1С-сварки технологических трубопроводов компрессорных станций.

2. Причиной нестабильного формирования шва при орбитальной ПС-сварке является непостоянство значения коэффициента поверхностного натяжения, обусловленное неравномерным содержанием кислородсодержащих примесей в низкоуглеродистых и низколегированных конструкционных сталях.

3. Требуемое раскисление при орбитальной сварке трубопроводов малых диаметров из конструкционных сталей можно обеспечить введением даже небольшого количества раскисляющих элементов при условии их хорошего перемешивания в сварочной ванне, для чего целесообразно использовать импульсное воздействие дуги на расплав с одновременной непрерывной или импульсной подачей присадочной проволоки.

4. Выполненный компьютерный анализ формирования шва при орбитальной импульсной аргонодуговой сварке неплавящимся электродом позволяет определить условия обеспечения стабильно высокого качества формирования шва в различных пространственных положениях технологических трубопроводов обвязки компрессорных станций.