RU2651632C1 - Method of determination of the critical temperature of steel brittleness by the cross section of the wall of the object - Google Patents

Method of determination of the critical temperature of steel brittleness by the cross section of the wall of the object Download PDF

Info

Publication number
RU2651632C1
RU2651632C1 RU2017125292A RU2017125292A RU2651632C1 RU 2651632 C1 RU2651632 C1 RU 2651632C1 RU 2017125292 A RU2017125292 A RU 2017125292A RU 2017125292 A RU2017125292 A RU 2017125292A RU 2651632 C1 RU2651632 C1 RU 2651632C1
Authority
RU
Russia
Prior art keywords
brittleness
critical temperature
wall
steel
sample
Prior art date
Application number
RU2017125292A
Other languages
Russian (ru)
Inventor
Виталий Михайлович Горицкий
Георгий Рафаилович Шнейдеров
Павел Романович Нечипоренко
Original Assignee
Закрытое акционерное общество "Центральный ордена Трудового Красного Знамени научно-исследовательский и проектный институт строительных металлоконструкций имени Н.П. Мельникова"
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Закрытое акционерное общество "Центральный ордена Трудового Красного Знамени научно-исследовательский и проектный институт строительных металлоконструкций имени Н.П. Мельникова" filed Critical Закрытое акционерное общество "Центральный ордена Трудового Красного Знамени научно-исследовательский и проектный институт строительных металлоконструкций имени Н.П. Мельникова"
Priority to RU2017125292A priority Critical patent/RU2651632C1/en
Application granted granted Critical
Publication of RU2651632C1 publication Critical patent/RU2651632C1/en

Links

Images

Classifications

    • G—PHYSICS
    • G01—MEASURING; TESTING
    • G01N—INVESTIGATING OR ANALYSING MATERIALS BY DETERMINING THEIR CHEMICAL OR PHYSICAL PROPERTIES
    • G01N19/00—Investigating materials by mechanical methods
    • G01N19/08—Detecting presence of flaws or irregularities
    • G—PHYSICS
    • G21—NUCLEAR PHYSICS; NUCLEAR ENGINEERING
    • G21C—NUCLEAR REACTORS
    • G21C17/00—Monitoring; Testing ; Maintaining
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
    • Y02E—REDUCTION OF GREENHOUSE GAS [GHG] EMISSIONS, RELATED TO ENERGY GENERATION, TRANSMISSION OR DISTRIBUTION
    • Y02E30/00—Energy generation of nuclear origin
    • Y02E30/30—Nuclear fission reactors

Landscapes

  • Physics & Mathematics (AREA)
  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Plasma & Fusion (AREA)
  • General Engineering & Computer Science (AREA)
  • High Energy & Nuclear Physics (AREA)
  • Health & Medical Sciences (AREA)
  • Life Sciences & Earth Sciences (AREA)
  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Analytical Chemistry (AREA)
  • Biochemistry (AREA)
  • General Health & Medical Sciences (AREA)
  • General Physics & Mathematics (AREA)
  • Immunology (AREA)
  • Pathology (AREA)
  • Testing Resistance To Weather, Investigating Materials By Mechanical Methods (AREA)

Abstract

FIELD: chemistry.
SUBSTANCE: invention relates to the chemistry, petrochemistry and oil refining, vessels, apparatus and pipelines operated under pressure, as well as to pipeline transport, namely to overhaul and reconstruction of pipelines, in particular to determining the technical condition and service life of pipelines subjected to hydrogen during operation corrosion and deformation aging. After operation, by perforating the object wall using a core bit, the macro-sample of the object wall is divided along its axis of symmetry on sections of the same or different length, having minimum values in the axial zone of the macro-test and/or the zone adjacent to the surface of the clad wall of the object or to the outer surface of the object wall, and micro-samples corresponding to each site are obtained, hardness of the outer surface of the object wall in the initial state and the microprobe of each section of the wall of the object after operation are measured. At brittle fracture temperatures, tests are performed on the impact bending of specimens of the object and micro-samples obtained from each section of the macro-sample of the object wall, with the formation of zones of crystalline fracture. An electron-fractographic analysis of the steel samples of the object in the initial state and micro-samples obtained from each site of the macro-sample of the wall of the object after operation is carried out, and the reduced fractions of the intergranular destruction are determined. Micro-sample with the maximum intergranular destruction is successively subjected to grinding, polishing, etching in a 3 % solution of picric acid, determine the size of dfo each facet of intergranular destruction and dgo each grain of ferrite by dependencies. Determine the critical temperature of the brittleness of the sample of the object in the initial state for each section of the macro sample and determine the critical temperature of brittleness in dependence. Establish the dependence of the increment of the critical temperature of brittleness of steel due to hydrogen embrittlement, increments in the critical temperature of brittleness of steel due to deformation aging and the critical temperature of brittleness of steel from the length of the macro-sample of the wall of the object after operation, and the critical temperature of brittleness of the steel of the object that has passed operation is assumed to be equal to the value of the maximum critical temperature (Tc)max, selected on the set of all sections of the macro-sample of the object.
EFFECT: method is proposed for determination of the critical temperature of brittleness of steel along the cross-section of the object wall.
1 cl, 1 tbl, 8 dwg

Description

Изобретение относится к химии, нефтехимии и нефтепереработке, сосудам, аппаратам и трубопроводам, эксплуатируемым под давлением, а также к трубопроводному транспорту, а именно, к капитальному ремонту и реконструкции трубопроводов, в частности, к определению технического состояния и срока службы трубопроводов, подвергавшихся в процессе эксплуатации водородной коррозии и деформационному старению.The invention relates to chemistry, petrochemistry and oil refining, vessels, apparatuses and pipelines operated under pressure, as well as to pipeline transport, namely, overhaul and reconstruction of pipelines, in particular, to determining the technical condition and service life of pipelines subjected in the process exploitation of hydrogen corrosion and deformation aging.

Известен способ определения критической температуры хрупкости металлов и сплавов, заключающийся в том, что образец охлаждают, нагружают, устанавливают зависимость твердости от температуры, температурную зависимость твердости описывают формулойA known method for determining the critical temperature of brittleness of metals and alloys, which consists in the fact that the sample is cooled, loaded, establish the dependence of hardness on temperature, the temperature dependence of hardness is described by the formula

НВ(Т)=НВ20°+Aехр(-βТ),HB (T) = HB 20 ° + Aexp (-βT),

где НВ20° - твердость металла при комнатной температуре; β - коэффициент температурной зависимости твердости; Т - температура, °С; А - константа, связанная с β соотношениемwhere HB 20 ° - the hardness of the metal at room temperature; β is the coefficient of temperature dependence of hardness; T is the temperature, ° C; A is a constant associated with β by the ratio

А=-4⋅103+3,3⋅105⋅β.A = -4⋅10 3 + 3.3⋅10 5 ⋅β.

После этого определяют коэффициент температурной зависимости β и критическую температуру хрупкости по зависимостиAfter that, determine the coefficient of temperature dependence β and the critical temperature of brittleness according to

Tкр=K1⋅β+K2⋅β2+K3,T cr = K 1 ⋅β + K 2 ⋅β 2 + K 3 ,

где эмпирические коэффициенты равны K1=7,178⋅103, K2=-1,09⋅105, K3=-105,513.where the empirical coefficients are K 1 = 7.178⋅10 3 , K 2 = -1.09⋅10 5 , K 3 = -105.513.

Также критическую температуру хрупкости определяют по номограмме, связывающей температурный коэффициент твердости β и критическую температуру хрупкости Ткр металлов и сплавов (патент RU №2155329, кл. G01N 3/18, 27.08.2000).Also, the critical temperature of brittleness is determined by a nomogram connecting the temperature coefficient of hardness β and the critical temperature of brittleness T cr of metals and alloys (patent RU No. 2155329, class G01N 3/18, 08/27/2000).

Недостатком известного способа является то, что он учитывает изменение только пластической деформации, возникающей в зоне вдавливания индентора в металл. Вследствие этого не учитывается влияние эксплутационных факторов, таких как насыщение металла в процессе эксплуатации водородом и протекание диффузионных процессов при температурах (200÷500)°С, вызывающих сегрегацию фосфора и его химических аналогов на границах зерен. Последнее приводит к межзеренной хрупкости с последующим межзеренным разрушением. Отсутствие учета этих факторов не позволяет использовать предложенный способ в практических приложениях, а его применение наиболее целесообразно на этапе охрупчивания при наклепе.The disadvantage of this method is that it takes into account the change only in plastic deformation that occurs in the zone of indentation of the indenter into the metal. As a result, the influence of operational factors, such as the saturation of the metal during operation with hydrogen and the occurrence of diffusion processes at temperatures of (200 ÷ 500) ° C, causing segregation of phosphorus and its chemical analogues at grain boundaries, is not taken into account. The latter leads to intergranular fragility with subsequent intergranular destruction. The lack of consideration of these factors does not allow the proposed method to be used in practical applications, and its application is most advisable at the embrittlement stage when hardening.

Известен способ определения критической температуры хрупкости металлов и сплавов, в соответствии с которым образцы отбирают из макропробы одного из элементов группы нефтегазового оборудования. Каждый образец подвергают охрупчиванию путем растяжения до одной из остаточной деформации 0, 10, 20, 30, 40%, после чего из каждого образца макропробы вырезают образцы испытаний и измеряют в них твердость при каждой из температур испытаний -60, -40, -20, 0, 10, 20°С, затем для каждой остаточной деформации и каждой температуры испытаний проводят испытания образцов на ударный изгиб. Устанавливают зависимости ударной вязкости от твердости для каждой из температур испытаний. Критическую температуру хрупкости определяют как точку пересечения кривой зависимости ударной вязкости от температуры с нормативным значением ударной вязкости для металла данной группы однотипного нефтегазового оборудования. Зависимости ударной вязкости от твердости описываются формулой KCV=A еВ*Н, где А и В - экспериментальные коэффициенты для каждого металла и температуры испытаний, Н - твердость по Бринелю (патент RU №2530480, кл. G01N 3/18, 02.04.2013).A known method for determining the critical temperature of brittleness of metals and alloys, in accordance with which samples are taken from a macro sample of one of the elements of the group of oil and gas equipment. Each sample is subjected to embrittlement by stretching to one of a residual deformation of 0, 10, 20, 30, 40%, after which test samples are cut from each macro sample and the hardness is measured in them at each of the test temperatures -60, -40, -20, 0, 10, 20 ° C, then for each permanent deformation and each test temperature, the samples are tested for impact bending. Establish the dependence of toughness on hardness for each of the test temperatures. The critical temperature of brittleness is defined as the point of intersection of the curve of the dependence of toughness on temperature with the standard value of toughness for a metal of this group of the same type of oil and gas equipment. Dependences of toughness on hardness are described by the formula KCV = A e B * H , where A and B are the experimental coefficients for each metal and test temperature, N is the Brinell hardness (patent RU No. 2530480, class G01N 3/18, 04/02/2013 )

Недостатком способа определения температуры хрупкости стали является использование пластической деформации на 0, 10, 20, 30 и 40%, которая искажает исходную ферритную матрицу и физически не может, вследствие вытеснения ионов (атомов) водорода из мест их сегрегации, т.е. границ зерен, воспроизводить межзеренную хрупкость.The disadvantage of the method for determining the temperature of brittleness of steel is the use of plastic deformation of 0, 10, 20, 30 and 40%, which distorts the initial ferrite matrix and physically cannot, due to the displacement of hydrogen ions (atoms) from their segregation sites, i.e. grain boundaries, reproduce intergrain fragility.

Известен способ оценки степени охрупчивания материалов корпусов реакторов ВВЭР-1000 в результате термического старения, заключающийся в том, что выполняют нагрев образцов стали корпуса реактора до температуры от 300°С, дальнейшее их старение при этой температуре в течение определенного времени, последующие испытания образцов на ударный изгиб и анализ результатов испытания с определением величины сдвига критической температуры хрупкости, при этом образцы стали корпуса реактора в процессе старения при температуре эксплуатации корпуса реактора 300-320°С дополнительно подвергают нейтронному облучению флаксом (1011÷1013) н/см2⋅сек в течение 103 часов, после этого производят отжиг при температуре (400÷450)°С продолжительностью не менее 30 часов, а оценку степени охрупчивания стали определяют по величине сдвига критической температуры хрупкости ΔTk(t) вследствие термического старения за время, составляющее более 5⋅105 часов (патент RU №2531342, кл. G01N 25/00, 20.10.2014).There is a method of evaluating the degree of embrittlement of materials of VVER-1000 reactor vessels as a result of thermal aging, which consists in heating steel samples of the reactor vessel to a temperature of 300 ° C, further aging them at this temperature for a certain time, subsequent impact testing of the samples bending and analysis of test results with determining the magnitude of the shift of the critical temperature of brittleness, while the steel samples of the reactor vessel during aging at the operating temperature of the vessel actors 300-320 ° C is additionally subjected to neutron irradiation with flux (10 11 ÷ 10 13 ) n / cm 2 ⋅ sec for 10 3 hours, after which annealing is performed at a temperature of (400 ÷ 450) ° C for at least 30 hours, and the assessment of the degree of embrittlement of steel is determined by the magnitude of the shift of the critical temperature of brittleness ΔT k (t) due to thermal aging for a time of more than 5⋅10 5 hours (RU patent No. 2531342, CL G01N 25/00, 10.20.2014).

Недостатком известного способа является то, что ускорение сегрегационных процессов посредством нейтронного облучения вносит существенное изменение в естественный процесс старения. В способе не учтен вклад в упрочнение со стороны дислокационных петель и преципитатов, образующихся при облучении. Соответственно при облучении флаксом ~1,0⋅1011 и 1,0⋅1013 Н/см2⋅сек увеличение (прогноз) коэффициента диффузии составляет 103 и 106 раз. При расчете эффективного коэффициента диффузии от d2, где d - толщина границ зерен не определена и может меняться с увеличением количества атомов фосфора по границам зерен. Прогнозирование с использованием предложенного способа не позволяет оценить вклад карбидного старения. Более того, содержание примесей серы и фосфора на порядок превышает нормативные значения стали.The disadvantage of this method is that the acceleration of segregation processes through neutron irradiation makes a significant change in the natural aging process. The method does not take into account the contribution to hardening by dislocation loops and precipitates formed during irradiation. Correspondingly, when flux is irradiated with ~ 1.0 и10 11 and 1.0⋅10 13 N / cm 2 ⋅sec, the increase (forecast) of the diffusion coefficient is 10 3 and 10 6 times. When calculating the effective diffusion coefficient from d 2 , where d is the thickness of the grain boundaries is not defined and can vary with increasing number of phosphorus atoms along the grain boundaries. Prediction using the proposed method does not allow to evaluate the contribution of carbide aging. Moreover, the content of sulfur and phosphorus impurities is an order of magnitude higher than the standard values of steel.

Также известен способ определения температуры хрупкости стали изделия, прошедшего эксплуатацию, заключающийся в том, что образцы стали с надрезом и образец стали из изделия, прошедшего эксплуатацию, нагружают при различных температурах, измеряют доли ямочной, хрупкой транскристаллитной и межкристаллитной составляющих структуры излома образцов, устанавливают зависимость их от температуры испытания, определяют температуру хрупкости стали в исходном состоянии и по приросту доли межкристаллитной составляющей в изломе образцов до и после эксплуатации изделия определяют температуру хрупкости стали эксплуатировавшегося изделия. После эксплуатации изделия на образце из материала этого изделия определяют долю хрупкого межкристаллитного разрушения и дополнительно на этом же образце или на самом изделии определяют твердость и тип структуры стали. При реализации способа используют образцы из материала изделия, прошедшего эксплуатацию, имеющие толщину, не превышающую 5% толщины стенки изделия (патент RU №2060489, кл. G01N 3/00, 20.05.1996).A method is also known for determining the temperature of brittleness of steel of a product that has undergone operation, namely, that notched steel samples and a steel sample from a used product are loaded at different temperatures, the fractions of the dimpled, brittle transcrystalline and intergranular components of the fracture structure of the samples are measured, and the dependence them from the test temperature, determine the temperature of brittleness of the steel in the initial state and by the increase in the proportion of the intergranular component in the fracture of the samples before and after e using the product determined embrittlement temperature of the steel product to exploit. After using the product on a sample from the material of this product, the fraction of brittle intergranular fracture is determined and, in addition, the hardness and type of steel structure are determined on the same sample or on the product itself. When implementing the method, samples are used from the material of the product which has undergone operation, having a thickness not exceeding 5% of the wall thickness of the product (patent RU No. 2060489, class G01N 3/00, 05.20.1996).

Недостатком известного способа определения температуры хрупкости стали является невозможность определения температуры хрупкости стали по сечению изделия, прошедшего эксплуатацию, что не позволяет проводить прогнозирование остаточного ресурса с высокой точностью, а также указать зону (место) трещинообразования, ответственного за вклад в охрупчивание из-за деформационного старения (наклепа) и наводораживания. Более того, данный способ не содержит количественных критериев применимости тех или иных значений коэффициента пропорциональности Ki в зависимости для расчета приращения критической температуры хрупкости стали вследствие водородного охрупчивания. Результаты экспериментальных исследований показывают, что использование в данной зависимости необоснованного значения коэффициента Ki приводит к значительному разбросу значений приращений критической температуры хрупкости, и в конечном итоге, к снижению точности определения критической температуры хрупкости стали стенок исследуемых объектов.A disadvantage of the known method for determining the temperature of brittleness of steel is the impossibility of determining the temperature of brittleness of steel over the cross section of the product that has passed operation, which does not allow predicting the residual life with high accuracy, and also indicate the zone (place) of cracking responsible for the contribution to embrittlement due to strain aging (hardening) and hydrogen disturbance. Moreover, this method does not contain quantitative criteria for the applicability of certain values of the proportionality coefficient Ki depending on the calculation of the increment of the critical temperature of brittleness of steel due to hydrogen embrittlement. The results of experimental studies show that the use of an unreasonable value of the coefficient Ki in this dependence leads to a significant spread in the increments of the critical temperature of brittleness, and ultimately, to a decrease in the accuracy of determining the critical temperature of brittleness of the steel of the walls of the objects under study.

Задачей изобретения является повышение эффективности определения критических температур хрупкости стали стенок сосудов, работающих под давлением, и трубопроводов, бывших в эксплуатации и выполненных с плакирующим слоем или без него.The objective of the invention is to increase the efficiency of determining critical temperatures of brittleness of steel walls of vessels operating under pressure, and pipelines that were in operation and made with or without a cladding layer.

Техническим результатом от использования изобретения является:The technical result from the use of the invention is:

- повышение точности определения приращения критической температуры хрупкости стали вследствие водородного охрупчивания, а как следствие, критической температуры хрупкости стали по сечению стенки объекта вследствие обоснованного выбора коэффициента пропорциональности

Figure 00000001
, величина которого определяется с учетом значения критерия
Figure 00000002
, представляющего собой отношение средних размеров фасеток межзеренного разрушения и зерен феррита,- improving the accuracy of determining the increment of the critical temperature of brittleness of steel due to hydrogen embrittlement, and as a result, the critical temperature of brittleness of steel over the cross section of the wall of the object due to a reasonable choice of the proportionality coefficient
Figure 00000001
whose value is determined taking into account the value of the criterion
Figure 00000002
, representing the ratio of the average size of the facets of intergranular destruction and grains of ferrite,

- возможность повышения точности прогнозирования остаточного ресурса бывших в эксплуатации сосудов, работающих под давлением, и трубопроводов,- the ability to improve the accuracy of predicting the residual life of used vessels operating under pressure and pipelines,

- возможность выявления координат расположения наиболее критических участков стенки объектов вследствие возможности получения информации о характере распределения критических температур хрупкости стали по стенке сосудов, работающих под давлением, и трубопроводов,- the ability to identify the coordinates of the location of the most critical sections of the wall of objects due to the possibility of obtaining information about the nature of the distribution of critical temperatures of brittleness of steel along the wall of pressure vessels and pipelines,

- возможность проведения с повышенной разрешающей способностью анализа распределения критических температур хрупкости стали стенки объекта в ее осевой зоне и/или зоне, прилегающей к поверхности плакированной стенки объекта или к внешней поверхности стенки объекта,- the ability to conduct with high resolution analysis of the distribution of critical temperatures of brittleness of steel of the object wall in its axial zone and / or zone adjacent to the surface of the clad wall of the object or to the outer surface of the object wall,

- снижение вероятности наступления нештатной ситуации за счет возможности превентивной замены сосудов, работающих под давлением, и трубопроводов,- reducing the likelihood of an emergency due to the possibility of preventive replacement of pressure vessels and pipelines,

- экономический эффект от своевременной замены участков трубопроводов, находящихся в аварийном состоянии, получаемый вследствие повышения эффективности определения критических температур хрупкости и повышения точности определения остаточного ресурса бывших в эксплуатации сосудов, работающих под давлением, и трубопроводов.- the economic effect of the timely replacement of sections of pipelines in emergency condition, obtained as a result of increasing the efficiency of determining critical brittle temperatures and improving the accuracy of determining the residual life of pressure vessels and pipelines that were in operation.

Задача решается, а технический результат обеспечивается способом определения критической температуры хрупкости стали по сечению стенки объекта, при котором отбирают макропробу стенки объекта, выполненного с плакирующим слоем или без него, после эксплуатации путем перфорации стенки объекта с использованием корончатого сверла, разделяют макропробу стенки объекта вдоль ее оси симметрии на участки одинаковой или различной длины, имеющими минимальные значения в осевой зоне макропробы и/или зоне, прилегающей к поверхности плакированной стенки объекта или к внешней поверхности стенки объекта, и получают соответствующие каждому участку микропробы, измеряют твердости внешней поверхности стенки объекта в исходном состоянии и микропробы каждого участка сечения стенки объекта после эксплуатации, при температурах хрупкого разрушения проводят испытания на ударный изгиб образцов объекта и микропроб, полученных с каждого участка макропробы стенки объекта, с образованием зон кристаллического излома, проводят электронно фрактографический анализ образцов стали объекта в исходном состоянии и микропроб, полученных с каждого участка макропробы стенки объекта после эксплуатации, и определяют приведенные доли межзеренного разрушения, микропробу с максимальным межзеренным разрушением последовательно подвергают шлифовке, полировке, травлению в трехпроцентном растворе пикриновой кислоты, определяют размер dфо каждой фасетки межзеренного разрушения и dзо каждого зерна феррита по зависимостямThe problem is solved, and the technical result is provided by a method for determining the critical temperature of brittleness of steel by the cross section of the wall of the object, at which a sample is taken of the wall of the object made with or without a clad layer, after operation by perforation of the wall of the object using a core drill, a macro sample of the wall of the object is shared along it axis of symmetry to sections of the same or different lengths, having minimum values in the axial zone of the macro sample and / or the zone adjacent to the surface plated with the object’s shadows or to the external surface of the object’s wall, and get the microprobe corresponding to each section of the object, measure the hardness of the external surface of the object’s wall in the initial state and the microbes of each section of the object’s wall section after operation, at brittle fracture temperatures, perform impact bending tests on the samples of the object and From each section of a macro-sample of the object wall, with the formation of zones of crystalline fracture, an electron-fractographic analysis of the steel samples of the object is carried out nom condition and microsamples obtained from each portion of the object wall makroproby after operation, and determine the given fraction of intergranular fracture microprobe maximum intergranular fracture sequentially subjected to grinding, polishing, etching in the three percent picric acid solution, size d fo each facet intergranular fracture and d for each grain of ferrite according to the dependencies

Figure 00000003
,
Figure 00000003
,

Figure 00000004
,
Figure 00000004
,

где аф, вф, аз, вз - максимальные продольные и поперечные размеры фасетки межзеренного разрушения и зерна феррита, соответственно,where a f , in f , a s , in s are the maximum longitudinal and transverse dimensions of the facet of intergranular fracture and grain of ferrite, respectively,

и средние значения этих размеров, для каждого из участков стенки объекта после эксплуатации по соответствующей ему микропробе определяют приращение критической температуры хрупкости вследствие водородного охрупчивания при водородной коррозии и приращение критической температуры хрупкости вследствие деформационного старения объекта, определяют критическую температуру хрупкости образца объекта в исходном состоянии, для каждого участка макропробы определяют критическую температуру хрупкости по зависимостиand the average values of these sizes, for each of the sections of the object’s wall after operation, the increment of the critical temperature of brittleness due to hydrogen embrittlement during hydrogen corrosion and the increment of the critical temperature of brittleness due to deformation aging of the object are determined according to the corresponding microprobe; of each section of the macro sample determine the critical temperature of fragility according to

Figure 00000005
Figure 00000005

где Тк,

Figure 00000006
- критическая температура хрупкости стали после эксплуатации объекта и в исходном состоянии, соответственно,where T to
Figure 00000006
- the critical temperature of brittleness of steel after operation of the object and in the initial state, respectively,

Figure 00000007
,
Figure 00000008
- приращение критической температуры хрупкости стали вследствие водородного охрупчивания и приращение критической температуры хрупкости стали вследствие деформационного старения объекта, соответственно,
Figure 00000007
,
Figure 00000008
- increment of the critical temperature of brittleness of steel due to hydrogen embrittlement and increment of the critical temperature of brittleness of steel due to deformation aging of the object, respectively,

Figure 00000009
,
Figure 00000009
,

Figure 00000010
,
Figure 00000010
,

Figure 00000011
,
Figure 00000012
- приведенные доли межзеренного разрушения в металле в исходном состоянии и после эксплуатации объекта, соответственно,
Figure 00000011
,
Figure 00000012
- reduced fractions of intergranular fracture in the metal in the initial state and after the operation of the object, respectively,

Figure 00000013
- коэффициент пропорциональности,
Figure 00000013
- proportionality coefficient,

HVи и HVэ - значения твердостей стали по Виккерсу в исходном состоянии и после эксплуатации объекта, соответственно,HV and and HV e are the values of the Vickers steel hardness in the initial state and after the operation of the object, respectively,

С=0,16±0,03°С/МПа - коэффициент пропорциональности,С = 0.16 ± 0.03 ° С / MPa - proportionality coefficient,

d, dз - средние значения размеров фасеток межзеренного разрушения и зерен феррита, соответственно,d, d z - the average size of the facets of intergranular destruction and grains of ferrite, respectively,

при этомwherein

Figure 00000014
Figure 00000014

после чего устанавливают зависимости приращения критической температуры хрупкости стали вследствие водородного охрупчивания, приращения критической температуры хрупкости стали вследствие деформационного старения и критической температуры хрупкости стали от длины макропробы стенки объекта после эксплуатации, а критическую температуру хрупкости стали объекта, прошедшего эксплуатацию, принимают равной значению максимальной критической температуры (Тк)мах, выбранной на множестве всех участков макропробы объекта.after that, the dependences of the increment of the critical temperature of brittleness of the steel due to hydrogen embrittlement, the increment of the critical temperature of brittleness of the steel due to strain aging and the critical temperature of brittleness of the steel on the length of the macro-sample of the object’s wall after operation are established, and the critical temperature of brittleness of the steel of the object that has passed operation is taken to be the value of the maximum critical temperature (T to ) max selected on the set of all sections of the macro sample of the object.

На фиг. 1 представлен общий вид объекта (трубопровода).In FIG. 1 shows a General view of the object (pipeline).

На фиг. 2 - макропроба стенки объекта, выделенная путем перфорации стенки объекта.In FIG. 2 - macro test of the wall of the object, selected by perforation of the wall of the object.

На фиг. 3 - максимальные продольный аф и поперечный вф размеры фасетки межзеренного разрушения.In FIG. 3 - maximum longitudinal a f and transverse in f dimensions of the facet of intergranular fracture.

На фиг. 4 - максимальные продольный а3 и поперечный в3 размеры зерна феррита.In FIG. 4 - maximum longitudinal a 3 and transverse to 3 grain sizes of ferrite.

На фиг. 5 - графическая зависимость распределения критической температуры хрупкости образца объекта в исходном состоянии по сечению стенки объекта (макропробы).In FIG. 5 is a graphical representation of the distribution of the critical temperature of brittleness of an object sample in the initial state over the cross section of the object wall (macro samples).

На фиг. 6 - графическая зависимость распределения приращения критической температуры хрупкости стали по сечению стенки объекта (макропробы) вследствие деформационного старения объекта.In FIG. 6 is a graphical representation of the distribution of the increment of the critical temperature of brittleness of steel over the cross section of the wall of the object (macro sample) due to deformation aging of the object.

На фиг. 7 - графическая зависимость распределения приращения критической температуры хрупкости стали по сечению стенки объекта (макропробы) вследствие водородного охрупчивания.In FIG. 7 is a graphical representation of the distribution of the increment of the critical temperature of brittleness of steel over the cross section of the wall of an object (macro sample) due to hydrogen embrittlement.

На фиг. 8 - графическая зависимость распределения критической температуры хрупкости стали по сечению стенки объекта (макропробы).In FIG. 8 - graphical dependence of the distribution of the critical temperature of brittleness of steel over the cross section of the wall of the object (macro samples).

Способ определения критической температуры хрупкости стали по сечению стенки объекта состоит в том, что отбирают макропробу 1 стенки 2 объекта 3, выполненного с плакирующим слоем 4 или без него, после эксплуатации путем перфорации стенки 2 объекта 3 с использованием корончатого сверла 5. Макропробу 1 стенки 2 объекта 3 разделяют вдоль ее оси симметрии на участки 6 одинаковой или различной длины, имеющими минимальные значения в осевой зоне макропробы и/или зоне, прилегающей к поверхности плакированной стенки объекта или к внешней поверхности стенки объекта, и получают соответствующие каждому участку 6 микропробы (фиг. 1, 2). Измеряют твердости внешней поверхности стенки 2 объекта 3 в исходном состоянии и микропробы каждого участка 6 сечения стенки 2 объекта 3 после эксплуатации. При температурах хрупкого разрушения проводят испытания на ударный изгиб образцов объекта и микропроб, полученных с каждого участка 6 макропробы 1 стенки 2 объекта 3, с образованием зон кристаллического излома, проводят электронно-фрактографический анализ образцов стали объекта в исходном состоянии и микропроб, полученных с каждого участка 6 макропробы 1 стенки объекта 3 после эксплуатации, в результате которого определяют приведенные доли межзеренного разрушения. Микропробу с максимальным межзеренным разрушением последовательно подвергают шлифовке, полировке, травлению в трехпроцентном растворе пикриновой кислоты и определяют размер dфо каждой фасетки межзеренного разрушения и dзо каждого зерна феррита по зависимостямThe method for determining the critical temperature of brittleness of steel by the cross section of the wall of the object is to take a macro sample 1 of the wall 2 of the object 3, made with or without a cladding layer 4, after operation by perforating the wall 2 of the object 3 using a core drill 5. Macro sample 1 of the wall 2 object 3 is divided along its axis of symmetry into sections 6 of the same or different lengths, having minimum values in the axial zone of the macro sample and / or the zone adjacent to the surface of the clad wall of the object or to the outer surface with Enki object and obtained corresponding to each microprobe section 6 (FIGS. 1, 2). The hardnesses of the outer surface of the wall 2 of the object 3 in the initial state and the microprobe of each section 6 of the cross section of the wall 2 of the object 3 are measured after use. At brittle fracture temperatures, impact bending tests are carried out on samples of the object and microsamples obtained from each section 6 of the macro sample 1 of the wall 2 of the object 3, with the formation of zones of crystalline fracture, an electron-fractographic analysis of the steel samples of the object in the initial state and micro samples obtained from each section is carried out 6 macro samples 1 of the wall of the object 3 after operation, as a result of which the reduced fractions of intergranular destruction are determined. Microprobe maximum intergranular fracture sequentially subjected to grinding, polishing, etching in the three percent picric acid solution and determine the size of each facet d pho intergranular fracture and d zo each of ferrite grains dependencies

Figure 00000015
,
Figure 00000015
,

Figure 00000016
,
Figure 00000016
,

где аф, вф, аз, вз - максимальные продольные и поперечные размеры фасетки межзеренного разрушения и зерна феррита (фиг. 3, фиг. 4), соответственно. Проводя измерения с использованием различных полей зрения, определяют средние значения размеров фасеток межзеренного разрушения и зерен феррита. Для каждого из участков 6 стенки объекта после эксплуатации по соответствующей ему микропробе определяют приращение критической температуры хрупкости вследствие водородного охрупчивания при водородной коррозии и приращение критической температуры хрупкости вследствие деформационного старения объекта 3. Определяют критическую температуру хрупкости образца объекта 3 в исходном состоянии. После этого для каждого участка 6 макропробы определяют критическую температуру хрупкости по зависимостиwhere a f , c f , a c , c s are the maximum longitudinal and transverse dimensions of the facet of intergranular destruction and grain of ferrite (Fig. 3, Fig. 4), respectively. Carrying out measurements using different fields of view, determine the average size of the facets of intergranular destruction and grains of ferrite. For each of the sections 6 of the object wall after operation, the increment of the critical temperature of brittleness due to hydrogen embrittlement during hydrogen corrosion and the increment of the critical temperature of brittleness due to deformation aging of the object 3 are determined by the appropriate microsample. The critical temperature of brittleness of the sample 3 of the object in the initial state is determined. After that, for each section 6 of the macro sample, the critical fragility temperature is determined by the dependence

Figure 00000017
Figure 00000017

где Тк,

Figure 00000018
- критическая температура хрупкости стали после эксплуатации объекта 3 и в исходном состоянии, соответственно,where T to
Figure 00000018
- the critical temperature of brittleness of steel after operation of the object 3 and in the initial state, respectively,

Figure 00000019
,
Figure 00000020
- приращение критической температуры хрупкости стали вследствие водородного охрупчивания и приращение критической температуры хрупкости стали вследствие деформационного старения объекта 3, соответственно,
Figure 00000019
,
Figure 00000020
- increment of the critical temperature of brittleness of steel due to hydrogen embrittlement and increment of the critical temperature of brittleness of steel due to deformation aging of object 3, respectively,

Figure 00000021
Figure 00000021

Figure 00000022
Figure 00000022

Figure 00000023
,
Figure 00000024
- приведенные доли межзеренного разрушения в металле в исходном состоянии и после эксплуатации объекта 3, соответственно,
Figure 00000023
,
Figure 00000024
- reduced fractions of intergranular fracture in the metal in the initial state and after the operation of the object 3, respectively,

Figure 00000025
- коэффициент пропорциональности,
Figure 00000025
- proportionality coefficient,

HVи и HVэ - значения твердостей стали по Виккерсу в исходном состоянии и после эксплуатации объекта, соответственно,HV and and HV e are the values of the Vickers steel hardness in the initial state and after the operation of the object, respectively,

С=0,16±0,03°С/МПа - коэффициент пропорциональности,С = 0.16 ± 0.03 ° С / MPa - proportionality coefficient,

dф, dз - средние значения размеров фасеток межзеренного разрушения и зерен феррита, соответственно, при этомd f , d s - the average size of the facets of intergranular destruction and grains of ferrite, respectively, while

Figure 00000026
Figure 00000026

после чего устанавливают зависимости приращения критической температуры хрупкости стали вследствие водородного охрупчивания, приращения критической температуры хрупкости стали вследствие деформационного старения и критической температуры хрупкости стали от длины макропробы 1 стенки 2 объекта 3 после эксплуатации. Критическую температуру хрупкости стали объекта 3, прошедшего эксплуатацию, принимают равной значению максимальной критической температуры (Тк)мах, выбранной на множестве всех участков 6 макропробы 1 объекта 3.after that, the dependences of the increment of the critical temperature of brittleness of steel due to hydrogen embrittlement, the increment of the critical temperature of brittleness of steel due to strain aging and the critical temperature of brittleness of steel on the length of the macro sample 1 of wall 2 of object 3 after operation are established. The critical temperature of brittleness of the steel of the object 3, which has passed operation, is taken equal to the value of the maximum critical temperature (T to ) max selected on the set of all sections 6 of the macro sample 1 of object 3.

Способ определения критической температуры хрупкости стали по сечению стенки объекта реализуется следующим образом.The method for determining the critical temperature of brittleness of steel by the cross section of the wall of the object is implemented as follows.

Пример 1. После эксплуатации объекта, выполненного из стали 092Г2С без плакирующего слоя, находящегося в эксплуатации при температуре Т=15°С в течение 10 лет в условиях коррозионной среды и малоциклового нагружения, путем перфорации стенки объекта с использованием корончатого сверла отбирают макропробу стенки и разделяют ее вдоль оси симметрии на участки одинаковой длины с получением соответствующей каждому участку микропробы. Измеряют твердость внешней поверхности стенки объекта в исходном состоянии и твердость каждой микропробы. По данным дюрометрического анализа с учетом срока эксплуатации объекта получены значения HVи=1600 МПа, a HVэ=1800 МПа. При температуре хрупкого разрушения ударному изгибу на маятниковом копре подвергают каждую микропробу (образцы типа Шарпи) с образованием кристаллического излома. Проводят электронно-фрактографический анализ образцов объекта до эсплуатации и микропроб, полученных с каждого участка макропробы стенки объекта после эксплуатации, с просмотром не менее трех полей зрения. В каждом поле зрения определяют превалирующий характер разрушения, соответствующий хрупкому транскристаллитному сколу, ямочному, межзеренному или смешанным типам разрушения, после чего для образцов объекта до эсплуатации и каждой из микропроб, соответствующих каждому выделенному участку макропробы стенки объекта, определяют приведенные доли межзеренного типа разрушения в соответствии с зависимостямиExample 1. After the operation of an object made of steel 092G2S without a cladding layer, which has been in operation at a temperature of T = 15 ° C for 10 years under conditions of a corrosive environment and low-cycle loading, a wall sample is taken by perforating a wall using a core drill and separated it along the axis of symmetry into sections of the same length to obtain a micro-sample corresponding to each section. The hardness of the outer surface of the wall of the object in the initial state and the hardness of each microprobe are measured. According to the durometric analysis, taking into account the life of the object, the values of HV and = 1600 MPa, and HV e = 1800 MPa were obtained. At brittle fracture temperature, each microsample (Charpy type specimens) is subjected to impact bending on a pendulum head with the formation of a crystalline fracture. An electron-fractographic analysis of the samples of the object before operation and micro-samples obtained from each section of the macro-sample of the wall of the object after operation is carried out, with viewing at least three fields of view. In each field of view, the prevailing nature of fracture is determined, which corresponds to a brittle transcrystalline cleavage, pitted, intergranular, or mixed types of fracture, after which, for samples of the object prior to operation and each of the microsamples corresponding to each selected area of the macro-sample of the wall of the object, the reduced fractions of the intergranular fracture type are determined in accordance with dependencies

Figure 00000027
Figure 00000027

гдеWhere

Figure 00000028
Figure 00000028

Figure 00000029
Figure 00000029

N - общее число полей зрения,N is the total number of fields of view,

ΣМ - сумма полей зрения, в которых присутствует структура межзеренного разрушения,ΣМ is the sum of the fields of view in which the structure of intergranular destruction is present,

Σ(М+Х) - сумма полей зрения, в которых присутствует структура смешанного межзеренного разрушения и транскристаллитного скола,Σ (M + X) is the sum of the fields of view in which there is a structure of mixed intergranular destruction and transcrystalline cleavage,

Σ(М+Я) - сумма полей зрения, в которых присутствует структура смешанного межзеренного и ямочного разрушений,Σ (M + I) - the sum of the fields of view in which there is a structure of mixed intergranular and patchy fractures,

Σ(Х+Я) - сумма полей зрения, в которых присутствует структура смешанного транскристаллитного скола и ямочного разрушения.Σ (X + Z) is the sum of the fields of view in which the structure of mixed transcrystalline cleavage and patching is present.

В результате проведенных расчетов получены следующие значения:As a result of the calculations, the following values were obtained:

Figure 00000030
Figure 00000031
Figure 00000032
Figure 00000033
Figure 00000034
Figure 00000035
Figure 00000036
Figure 00000030
Figure 00000031
Figure 00000032
Figure 00000033
Figure 00000034
Figure 00000035
Figure 00000036

После этого выбирают микропробу с максимальным межзеренным разрушением, последовательно подвергают ее шлифовке, полировке, травлению в трехпроцентном растворе пикриновой кислоты, определяют размер dфо каждой фасетки межзеренного разрушения и dзо каждого зерна феррита. Измерение размеров фасеток межзеренного разрушения и зерен феррита проводят по трем полям, в каждом из которых измеряют не менее 50 фигур, после чего получают средние значения этих размеров и определяют отношение

Figure 00000037
этих средних размеров. Полученному значению
Figure 00000038
соответствует значение
Figure 00000039
Критическая температура хрупкости образца объекта до эксплуатации имела значение
Figure 00000040
Тогда критическая температура Тк хрупкости стали имеет значение Тк=-40+32,7+0,16(1800-1600)=24,7°С. Аналогичное определение значений критической температуры Тк и ее компонентов (приращения критической температуры хрупкости стали вследствие водородного охрупчивания
Figure 00000041
и приращения критической температуры хрупкости стали вследствие деформационного старения
Figure 00000042
объекта) проводится для каждой микропробы, в результате чего определяется зависимость критической температуры и ее компонентов от протяженности макропробы. На полученной зависимости определяется участок с максимальным значением, которое выбирается в качестве критической температуры хрупкости стали, используемой при дальнейших расчетах. Также в результате проведенных операций определяют координаты участка, максимально подверженного водородной коррозии.Thereafter microprobe selected maximum intergranular fracture sequentially subjected to a grinding, polishing, etching a three percent solution of picric acid, size of each facet d pho intergranular fracture and d zo each ferrite grain. The dimensions of the facets of intergranular destruction and grains of ferrite are measured in three fields, in each of which at least 50 figures are measured, after which average values of these sizes are obtained and the ratio
Figure 00000037
these medium sizes. The resulting value
Figure 00000038
match the value
Figure 00000039
The critical temperature of the fragility of the sample of the object before operation was important
Figure 00000040
Then the critical temperature T to the brittleness of steel has a value of T to = -40 + 32.7 + 0.16 (1800-1600) = 24.7 ° C. A similar determination of the critical temperature T k and its components (increments of the critical temperature of brittleness of steel due to hydrogen embrittlement
Figure 00000041
and increments of the critical temperature of brittleness of steel due to strain aging
Figure 00000042
object) is carried out for each micro-sample, as a result of which the dependence of the critical temperature and its components on the length of the macro-sample is determined. On the obtained dependence, the section with the maximum value is determined, which is selected as the critical temperature of brittleness of steel used in further calculations. Also, as a result of the operations, the coordinates of the site that is most susceptible to hydrogen corrosion are determined.

Пример 2. Используя аналогичную последовательность операций проведено определение критической температуры хрупкости стали для объекта, выполненного из стали 10ХСНД без плакирующего слоя, находящегося в эксплуатации при температуре Т=15°С в течение 10 лет в условиях коррозионной среды и малоциклового нагружения. По данным дюрометрического анализа с учетом срока эксплуатации объекта получены значения HVи=1660 МПа, a HVэ=1870 МПа. В результате применения электроннофрактографического анализа и проведенных расчетов получены следующие значения:

Figure 00000043
Figure 00000044
Figure 00000045
Figure 00000046
Figure 00000047
Figure 00000048
Figure 00000049
. Тогда приращение критической температуры хрупкости стали вследствие водородного охрупчивания
Figure 00000050
В данном случае значение коэффициента
Figure 00000051
, что соответствует значению отношения
Figure 00000052
средних размеров фасеток межзеренного разрушения и зерен феррита, равному 0,9. Критическая температура хрупкости образца объекта до эксплуатации имела значение
Figure 00000053
Тогда критическая температура Тк хрупкости стали имеет значение Тк=-45+27,8+0,16(1870-1660)=16,4°С. После расчета аналогичных характеристик для каждой микропробы определяют максимальное значение критической температуры хрупкости стали и участок сечения объекта, подверженный максимальной коррозии.Example 2. Using a similar sequence of operations, the critical temperature of brittleness of steel was determined for an object made of 10KhSND steel without a clad layer, which has been in operation at a temperature of T = 15 ° C for 10 years under conditions of a corrosive environment and low-cycle loading. According to the durometric analysis, taking into account the life of the object, the values of HV and = 1660 MPa, and HV e = 1870 MPa are obtained. As a result of the application of electron diffraction analysis and the calculations, the following values were obtained:
Figure 00000043
Figure 00000044
Figure 00000045
Figure 00000046
Figure 00000047
Figure 00000048
Figure 00000049
. Then the increment of the critical temperature of brittleness of steel due to hydrogen embrittlement
Figure 00000050
In this case, the coefficient value
Figure 00000051
, which corresponds to the value of the relationship
Figure 00000052
the average size of the facets of intergranular destruction and grains of ferrite, equal to 0.9. The critical temperature of the fragility of the sample of the object before operation was important
Figure 00000053
Then the critical temperature T to the brittleness of steel has a value of T to = -45 + 27.8 + 0.16 (1870-1660) = 16.4 ° C. After calculating similar characteristics for each microprobe, the maximum value of the critical temperature of brittleness of steel and the section of the object’s cross section subject to maximum corrosion are determined.

Пример 3. Используя аналогичную последовательность операций проведено определение критической температуры хрупкости стали для объекта, выполненного из стали 10ХСНД без плакирующего слоя, находящегося в эксплуатации при температуре Т=15°С в течение 10 лет в условиях коррозионной среды и малоциклового нагружения. По данным дюрометрического анализа с учетом срока эксплуатации объекта получены значения HVи=1700 МПа, a HVэ=1780 МПа. В результате применения электроннофрактографического анализа и проведенных расчетов получены следующие значения:

Figure 00000054
Figure 00000055
,
Figure 00000056
Figure 00000057
Figure 00000058
,
Figure 00000059
Figure 00000060
Тогда приращение критической температуры хрупкости стали вследствие водородного охрупчивания
Figure 00000061
В данном случае значение коэффициента
Figure 00000062
, что соответствует значению отношения
Figure 00000063
средних размеров фасеток межзеренного разрушения и зерен феррита, равному 0,75. Критическая температура хрупкости образца объекта до эксплуатации имела значение
Figure 00000064
Тогда критическая температура Тк хрупкости стали имеет значение Тк=-40+8,1+0,16(1780-1700)=-19,1°С. После расчета аналогичных характеристик для каждой микропробы определяют максимальное значение критической температуры и участок сечения объекта, подверженный максимальной коррозии.Example 3. Using a similar sequence of operations, the critical temperature of brittleness of steel was determined for an object made of 10KhSND steel without a clad layer, which has been in operation at a temperature of T = 15 ° C for 10 years under conditions of a corrosive environment and low-cycle loading. According to the durometric analysis, taking into account the life of the object, the values of HV and = 1700 MPa, and HV e = 1780 MPa are obtained. As a result of the application of electron diffraction analysis and the calculations, the following values were obtained:
Figure 00000054
Figure 00000055
,
Figure 00000056
Figure 00000057
Figure 00000058
,
Figure 00000059
Figure 00000060
Then the increment of the critical temperature of brittleness of steel due to hydrogen embrittlement
Figure 00000061
In this case, the coefficient value
Figure 00000062
, which corresponds to the value of the relationship
Figure 00000063
the average size of facets of intergranular destruction and grains of ferrite, equal to 0.75. The critical temperature of the fragility of the sample of the object before operation was important
Figure 00000064
Then the critical temperature T to the brittleness of the steel has the value T to = -40 + 8.1 + 0.16 (1780-1700) = - 19.1 ° C. After calculating similar characteristics for each microprobe, the maximum value of the critical temperature and the section of the object’s cross section subject to maximum corrosion are determined.

Пример 4. Используя аналогичную последовательность операций проведено определение критической температуры хрупкости стали для объекта, выполненного из стали 10ХСНД без плакирующего слоя, находящегося в эксплуатации при температуре Т=15°С в течение 10 лет в условиях коррозионной среды и малоциклового нагружения. По данным дюрометрического анализа с учетом срока эксплуатации объекта получены значения HVи=1700 МПа, a HVэ=1780 МПа. В результате применения электроннофрактографического анализа и проведенных расчетов получены следующие значения:

Figure 00000065
Figure 00000066
,
Figure 00000067
Figure 00000068
Figure 00000069
,
Figure 00000070
Figure 00000071
Тогда приращение критической температуры хрупкости стали вследствие водородного охрупчивания
Figure 00000072
В данном случае значение коэффициента
Figure 00000073
, что соответствует значению отношения
Figure 00000074
средних размеров фасеток межзеренного разрушения и зерен феррита, равному 3,0. Критическая температура хрупкости образца объекта до эксплуатации имела значение
Figure 00000075
Тогда критическая температура Тк хрупкости стали имеет значение Тк=-40+215,14+0,16(1780-1700)=187,94°С. После расчета аналогичных характеристик для каждой микропробы определяют максимальное значение критической температуры и участок сечения объекта, подверженный максимальной коррозии.Example 4. Using a similar sequence of operations, the critical temperature of brittleness of steel was determined for an object made of 10KhSND steel without a clad layer, which has been in operation at a temperature of T = 15 ° C for 10 years under conditions of a corrosive environment and low-cycle loading. According to the durometric analysis, taking into account the life of the object, the values of HV and = 1700 MPa, and HV e = 1780 MPa are obtained. As a result of the application of electron diffraction analysis and the calculations, the following values were obtained:
Figure 00000065
Figure 00000066
,
Figure 00000067
Figure 00000068
Figure 00000069
,
Figure 00000070
Figure 00000071
Then the increment of the critical temperature of brittleness of steel due to hydrogen embrittlement
Figure 00000072
In this case, the coefficient value
Figure 00000073
, which corresponds to the value of the relationship
Figure 00000074
the average size of the facets of intergranular destruction and grains of ferrite, equal to 3.0. The critical temperature of the fragility of the sample of the object before operation was important
Figure 00000075
Then the critical temperature T to the brittleness of the steel has a value of T to = -40 + 215.14 + 0.16 (1780-1700) = 187.94 ° C. After calculating similar characteristics for each microprobe, the maximum value of the critical temperature and the section of the object’s cross section subject to maximum corrosion are determined.

Пример 5. Материал объекта - сталь 10ХСНД. Температура эксплуатации -15°С, срок эксплуатации - 10 лет.

Figure 00000076
,
Figure 00000077
,
Figure 00000078
С=0,16±0,03°С/МПа.Example 5. The material of the object is steel 10HSND. The operating temperature is -15 ° C, the service life is 10 years.
Figure 00000076
,
Figure 00000077
,
Figure 00000078
C = 0.16 ± 0.03 ° C / MPa.

Макропроба разделена на 7 микропроб, для каждой из которых проведены дюрометрический и электроннофрактографический анализы, а также необходимые расчеты, в результате чего получены данные, приведенные в таблице и представленные в виде графических зависимостей на фиг. 5÷8.The macro sample is divided into 7 micro samples, for each of which durometric and electron-diffraction analyzes were performed, as well as the necessary calculations, as a result of which the data shown in the table and presented in the form of graphic dependences in FIG. 5 ÷ 8.

Figure 00000079
Figure 00000079

Полученные результаты показывают, что критическая тепература хрупкости стали достигает своего максимального значения на четвертой микропробе (Тк=199,33°С), которая соответствует осевой зоне стенки объекта. Следовательно, осевая зона является участком сечения стенки объекта, который максимально подвержен водородной коррозии.The results obtained show that the critical temperature of brittleness of steel reaches its maximum value at the fourth microsample (Tk = 199.33 ° C), which corresponds to the axial zone of the object wall. Therefore, the axial zone is a section of the wall section of the object, which is most susceptible to hydrogen corrosion.

Определение доли видов разрушения: ямочного fя, межзеренного fм и хрупкого транскристаллитного скола fx проводилось с помощью электронных просвечивающих и сканирующих микроскопов. На просвечивающих микроскопах типа TESLA и других использовались угольные реплики с хрупких изломов. На поверхность изломов напылялась при горении дуги между угольными стержнями тонкая угольная пленка, полностью воспроизводящая рельеф поверхности разрушения. Отделение реплик производилось электролитическим способом. Полученные реплики помещались в колонну микроскопа, где при прохождении пучка электронов через реплику формируется изображение с увеличением 4000-6000 крат. Фасетки хрупкого транскристаллитного скола опознавались по наличию на плоской поверхности разрушения "ручьистого" рельефа, соответствующего рассечению феррита по плоскостям типа (100). Фасетки межзеренного рельефа опознавались по присутствию на их поверхности фигур, свойственных огранке границ многогранников с частицами или следами этих частиц на плавно-изогнутых гранях. При планиметрическом методе подсчета использовалось не менее трех полей изображения с количеством кадров не менее 50 в каждом поле зрения. Также использовались сканирующие микроскопы типа JEO, HITASHI и другие. В этом случае фрагменты хрупкого излома помещались непосредственно под пучок электронов, отражение которых от излома формирует изображение. Измерение размеров фасеток межзеренного разрушения осуществлялось путем измерения размеров зерна феррита металлографическим способом. Измерение твердости по методу Виккерса НУю производилось по ГОСТ 2999-75, при этом с целью повышения точности измерения размера отпечатков от алмазной пирамиды измерения производились на шлифах образцов-объектов, подвергаемых многократной шлифовке и полировке. Каждой "точке" (месту) измерения соответствовало пять отпечатков, таких "точек"-полей - не менее трех. Металлографические исследования выполнялись на оптических микроскопах типа Неофот-32 и других. Увеличение при измерении размеров зерен составляло 400 крат, а количество измерений средних диаметров зерен составляло 300÷350.The fraction of types of destruction: pit f I , intergranular f m and brittle transcrystalline cleavage f x was determined using electron transmission and scanning microscopes. Transmission microscopes such as TESLA and others used carbon replicas from brittle fractures. A thin coal film was sprayed onto the surface of the fractures during arc burning between the carbon rods, fully reproducing the relief of the fracture surface. Replicas were separated by electrolysis. The resulting replicas were placed in a microscope column, where, when an electron beam passes through the replica, an image is formed with an increase of 4000-6000 times. The facets of a brittle transcrystalline cleavage were identified by the presence on the flat surface of the fracture of a “streamy” relief corresponding to the dissection of ferrite along planes of the (100) type. Facets of the intergranular relief were identified by the presence on the surface of figures characteristic of faceting the boundaries of polyhedrons with particles or traces of these particles on smoothly curved faces. In the planimetric method of counting, at least three image fields with at least 50 frames in each field of view were used. Also used were scanning microscopes such as JEO, HITASHI and others. In this case, fragments of a brittle fracture were placed directly under the electron beam, the reflection of which from the fracture forms an image. The dimensions of the facets of intergranular destruction were measured by measuring the size of the ferrite grain by the metallographic method. Hardness measurement according to the Vickers method of Nuy was carried out according to GOST 2999-75, while in order to improve the accuracy of measuring the size of prints from the diamond pyramid, measurements were made on thin sections of sample objects subjected to repeated grinding and polishing. Five fingerprints corresponded to each "point" (place) of measurement; there were at least three such "points" -fields. Metallographic studies were performed on optical microscopes such as Neofot-32 and others. The increase in measuring grain sizes was 400 times, and the number of measurements of average grain diameters was 300 ÷ 350.

Предложенный способ определения критической температуры хрупкости стали по сечению стенки сосудов, работающих под давлением, и трубопроводов обеспечивает возможности повышения точности прогнозирования остаточного ресурса бывших в эксплуатации сосудов, работающих под давлением, и трубопроводов. Вследствие возможности получения информации о характере распределения критических температур хрупкости стали по стенке объекта возможно обнаружение участков, максимально подверженных коррозии, снижение уровня вероятности наступления нештатной ситуации за счет возможности проведения с повышенной разрешающей способностью анализа распределения критических температур в осевой зоне и/или зоне, прилегающей к поверхности плакированной стенки объекта или к внешней поверхности стенки объекта, и как следствие, превентивной замены сосудов, работающих под давлением, и трубопроводов.The proposed method for determining the critical temperature of brittleness of steel from the cross section of the walls of pressure vessels and pipelines provides the possibility of increasing the accuracy of predicting the residual life of pressure vessels and pipelines that were in operation. Due to the possibility of obtaining information about the nature of the distribution of critical temperatures of brittleness of steel along the wall of an object, it is possible to detect areas that are most susceptible to corrosion, reduce the likelihood of an abnormal situation due to the possibility of analyzing the distribution of critical temperatures in the axial zone and / or the zone adjacent to surface of the clad wall of the object or to the outer surface of the wall of the object, and as a result, preventive replacement of blood vessels working under pressure, and pipelines.

Claims (16)

Способ определения критической температуры хрупкости стали по сечению стенки объекта, заключающийся в том, что отбирают макропробу стенки объекта, выполненного с плакирующим слоем или без него, после эксплуатации путем перфорации стенки объекта с использованием корончатого сверла, разделяют макропробу стенки объекта вдоль ее оси симметрии на участки одинаковой или различной длины, имеющие минимальные значения в осевой зоне макропробы и/или зоне, прилегающей к поверхности плакированной стенки объекта или к внешней поверхности стенки объекта, и получают соответствующие каждому участку микропробы, измеряют твердости внешней поверхности стенки объекта в исходном состоянии и микропробы каждого участка сечения стенки объекта после эксплуатации, при температурах хрупкого разрушения проводят испытания на ударный изгиб образцов объекта и микропроб, полученных с каждого участка макропробы стенки объекта, с образованием зон кристаллического излома, проводят электронно-фрактографический анализ образцов стали объекта в исходном состоянии и микропроб, полученных с каждого участка макропробы стенки объекта после эксплуатации, и определяют приведенные доли межзеренного разрушения, микропробу с максимальным межзеренным разрушением последовательно подвергают шлифовке, полировке, травлению в трехпроцентном растворе пикриновой кислоты, определяют размер dфо каждой фасетки межзеренного разрушения и dзо каждого зерна феррита по зависимостямA method for determining the critical temperature of brittleness of steel over the cross section of the object wall, which consists in taking a sample of the object wall made with or without a cladding layer, after operating it by perforating the object wall using a core drill, and separating the object wall macro sample along its axis of symmetry into sections the same or different lengths, having minimum values in the axial zone of the macro sample and / or the zone adjacent to the surface of the clad wall of the object or to the outer surface of the wall of the object, and receive microprobe corresponding to each section of the object, measure the hardness of the outer surface of the object wall in the initial state and microprobe of each section of the section of the object wall after operation, at brittle fracture temperatures, test for impact bending of the object samples and microprobe obtained from each section of the macro sample of the object wall, with the formation of zones of crystalline fracture, an electron-fractographic analysis of the steel samples of the object in the initial state and microsamples obtained from each makroproby wall portion of the object after the operation, and determine the given fraction of intergranular fracture microprobe maximum intergranular fracture sequentially subjected to grinding, polishing, etching a three percent solution of picric acid, size of each facet d pho intergranular fracture and d zo each of ferrite grains dependencies
Figure 00000080
Figure 00000080
 где аф, вф, аз, вз - максимальные продольные и поперечные размеры фасетки межзеренного разрушения и зерна феррита, соответственно, и средние значения этих размеров, для каждого из участков стенки объекта после эксплуатации по соответствующей ему микропробе определяют приращение критической температуры хрупкости вследствие водородного охрупчивания при водородной коррозии и приращение критической температуры хрупкости вследствие деформационного старения объекта, определяют критическую температуру хрупкости образца объекта в исходном состоянии, для каждого участка макропробы определяют критическую температуру хрупкости по зависимостиwhere a f , c f , a c , c c are the maximum longitudinal and transverse dimensions of the facet of intergranular fracture and ferrite grains, respectively, and the average values of these sizes, for each of the sections of the object’s wall after operation, the increment of the critical brittleness temperature is determined by the corresponding microprobe due to hydrogen embrittlement during hydrogen corrosion and the increment of the critical temperature of brittleness due to deformation aging of the object, determine the critical temperature of brittleness of the object sample in ref down state, for each portion makroproby determine the critical temperature of brittleness depending
Figure 00000081
Figure 00000081
 где Тк,
Figure 00000082
- критическая температура хрупкости стали после эксплуатации объекта и в исходном состоянии соответственно,where T to
Figure 00000082
- the critical temperature of brittleness of steel after operation of the object and in the initial state, respectively,
Figure 00000083
- приращение критической температуры хрупкости стали вследствие водородного охрупчивания и приращение критической температуры хрупкости стали вследствие деформационного старения объекта соответственно,
Figure 00000083
- increment of the critical temperature of brittleness of steel due to hydrogen embrittlement and increment of the critical temperature of brittleness of steel due to deformation aging of the object, respectively,
Figure 00000084
Figure 00000084
Figure 00000085
Figure 00000085
Figure 00000086
- приведенные доли межзеренного разрушения в металле в исходном состоянии и после эксплуатации объекта соответственно,
Figure 00000086
- reduced fractions of intergranular fracture in the metal in the initial state and after operation of the object, respectively,
Figure 00000087
- коэффициент пропорциональности,
Figure 00000087
- proportionality coefficient, HVи и HVэ - значения твердостей стали по Виккерсу в исходном состоянии и после эксплуатации объекта соответственно,HV and and HV e are the values of the hardnesses of steel according to Vickers in the initial state and after operation of the object, respectively, С=0,16±0,03°C/МПа - коэффициент пропорциональности,C = 0.16 ± 0.03 ° C / MPa - proportionality coefficient, dф, dз - средние значения размеров фасеток межзеренного разрушения и зерен феррита соответственно,d f d z - the average size of the facets of intergranular destruction and grains of ferrite, respectively, при этомwherein
Figure 00000088
Figure 00000088
 после чего устанавливают зависимости приращения критической температуры хрупкости стали вследствие водородного охрупчивания, приращения критической температуры хрупкости стали вследствие деформационного старения и критической температуры хрупкости стали от длины макропробы стенки объекта после эксплуатации, а критическую температуру хрупкости стали объекта, прошедшего эксплуатацию, принимают равной значению максимальной критической температуры (Тк)мах, выбранной на множестве всех участков макропробы объекта.after that, the dependences of the increment of the critical temperature of brittleness of the steel due to hydrogen embrittlement, the increment of the critical temperature of brittleness of the steel due to strain aging and the critical temperature of brittleness of the steel on the length of the macro-sample of the object’s wall after operation are established, and the critical temperature of brittleness of the steel of the object that has passed operation is taken to be the value of the maximum critical temperature (T to ) max selected on the set of all sections of the macro sample of the object.
RU2017125292A 2017-07-14 2017-07-14 Method of determination of the critical temperature of steel brittleness by the cross section of the wall of the object RU2651632C1 (en)

Priority Applications (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
RU2017125292A RU2651632C1 (en) 2017-07-14 2017-07-14 Method of determination of the critical temperature of steel brittleness by the cross section of the wall of the object

Applications Claiming Priority (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
RU2017125292A RU2651632C1 (en) 2017-07-14 2017-07-14 Method of determination of the critical temperature of steel brittleness by the cross section of the wall of the object

Publications (1)

Publication Number Publication Date
RU2651632C1 true RU2651632C1 (en) 2018-04-23

Family

ID=62045348

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
RU2017125292A RU2651632C1 (en) 2017-07-14 2017-07-14 Method of determination of the critical temperature of steel brittleness by the cross section of the wall of the object

Country Status (1)

Country Link
RU (1) RU2651632C1 (en)

Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
RU2155329C1 (en) * 1999-01-18 2000-08-27 Пермский государственный технический университет Method of determining critical temperature of metal and alloy brittleness
RU2508532C1 (en) * 2012-09-06 2014-02-27 Федеральное государственное бюджетное учреждение "Национальный исследовательский центр "Курчатовский институт" (НИЦ "Курчатовский институт") Method of forecasting degree of heat-resistant steel embrittlement
RU2531342C1 (en) * 2013-03-22 2014-10-20 Федеральное Государственное Унитарное Предприятие "Центральный Научно-Исследовательский Институт Конструкционных Материалов "Прометей" (Фгуп "Цнии Км "Прометей") Method to assess extent of embrittlement of materials of vver-1000 reactor vessels caused by thermal ageing
JP5851197B2 (en) * 2011-10-25 2016-02-03 日立Ｇｅニュークリア・エナジー株式会社 Stress corrosion cracking life evaluation method for metal materials and inspection plan formulation system for structures used in corrosive water environment

Patent Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
RU2155329C1 (en) * 1999-01-18 2000-08-27 Пермский государственный технический университет Method of determining critical temperature of metal and alloy brittleness
JP5851197B2 (en) * 2011-10-25 2016-02-03 日立Ｇｅニュークリア・エナジー株式会社 Stress corrosion cracking life evaluation method for metal materials and inspection plan formulation system for structures used in corrosive water environment
RU2508532C1 (en) * 2012-09-06 2014-02-27 Федеральное государственное бюджетное учреждение "Национальный исследовательский центр "Курчатовский институт" (НИЦ "Курчатовский институт") Method of forecasting degree of heat-resistant steel embrittlement
RU2531342C1 (en) * 2013-03-22 2014-10-20 Федеральное Государственное Унитарное Предприятие "Центральный Научно-Исследовательский Институт Конструкционных Материалов "Прометей" (Фгуп "Цнии Км "Прометей") Method to assess extent of embrittlement of materials of vver-1000 reactor vessels caused by thermal ageing

Similar Documents

Publication Publication Date Title
Dahire et al. Bayesian Network inference for probabilistic strength estimation of aging pipeline systems
Burnett et al. The role of crack branching in stress corrosion cracking of aluminium alloys
McMurtrey et al. The effect of pit size and density on the fatigue behaviour of a pre‐corroded martensitic stainless steel
Dmytrakh et al. Special diagram for hydrogen effect evaluation on mechanical characterizations of pipeline steel
Krechkovska et al. Substantiation of the critical structural and mechanical state of low-alloy heat-resistant steel from steam pipelines of thermal power plant
Yoshinaka et al. Characterization of internal fatigue crack initiation in Ti‐6Al‐4V alloy via synchrotron radiation X‐ray computed tomography
Fatoba et al. The influence of corrosion pit–pit spacing on the pit‐to‐crack transition and fatigue lifetime
RU2651632C1 (en) Method of determination of the critical temperature of steel brittleness by the cross section of the wall of the object
Freisinger et al. Microstructural characterization of near-surface microstructures on rail wheels in service–an insight into “stratified surface layers”
González et al. Analysis of stress corrosion cracking in X80 pipeline steel: An approach from the theory of critical distances
Alvaro et al. Hydrogen enhanced fatigue crack growth rates in a ferritic Fe-3wt% Si alloy
Stenerud et al. Susceptibility to hydrogen induced stress cracking of uns n07718 and uns n07725 under cathodic polarization
Roy et al. Creep deformation and damage evaluation of service exposed reformer tube
Chaouadi et al. Fracture toughness characterization of vessel forging with hydrogen flaked specimens
Latypova et al. Hydrogen-induced cracking of 500 HBW steels studied using a novel tuning-fork test with integrated loadcell system
Zhai et al. Grain Boundary Damage Evolution and SCC Initiation of Cold-Worked Alloy 690 in Simulated PWR Primary Water
Dey et al. Experimental evaluation of microvoid characteristics and relationship with stress and strain for ductile fracture
Hanson et al. Hydrogen embrittlement behavior in precipitation hardened Ni-base alloys
Sakakibara et al. Monte Carlo Simulation Based on SCC Test Results in Hydrogenated Steam Environment for Alloy 600
Zhao et al. Maximum Inclusion Size Evaluation and Fatigue Strength Analysis of 40Cr Structural Steel
Ray et al. Uncertainty in damage assessment and remaining life prediction of engineering materials used in petrochemical industry
RU2390763C1 (en) Method of determining local concentration of residual microstress in metals and alloys
JP2023174500A (en) Generation method of sulfide stress corrosion cracking prediction model, sulfide stress corrosion cracking prediction method, manufacturing characteristic determination method of material, sulfide stress corrosion cracking prediction model, and sulfide stress corrosion cracking prediction apparatus
Moreira et al. On the Correlation between Fatigue Behaviour and the Multiphase Microstructure of a Super Duplex Stainless Steel
Tang et al. Test Methods for Evaluation of Materials for Wet H2S Service